Mejora de terrenos potencialmente licuables con inyeccciones de ...

UNIVERSIDAD POLITECNICA DE MADRID

ESCUELA TECNICA SUPERIOR DE INGENIEROS DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS

DEPARTAMENTO DE INGENIERIA Y MORFOLOGÍA DEL TERRENO

MEJORA DE TERRENOS POTENCIALMENTE

LICUABLES CON INYECCIONES DE COMPACTACIÓN

TESIS DOCTORAL

CARLOS IVÁN HENRÍQUEZ PANTALEÓN Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos

MADRID, Enero de 2007

UNIVERSIDAD POLITECNICA DE MADRID

ESCUELA TECNICA SUPERIOR DE INGENIEROS DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS

DEPARTAMENTO DE INGENIERIA Y MORFOLOGÍA DEL TERRENO

MEJORA DE TERRENOS POTENCIALMENTE LICUABLES CON INYECCIONES DE

COMPACTACIÓN

TESIS DOCTORAL

CARLOS IVÁN HENRÍQUEZ PANTALEÓN

Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos

DIRECTORES DE TESIS: D. CARLOS OTEO MAZO

Doctor Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos

D. GUSTAVO ARMIJO PALACIO Doctor Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos

MADRID, Enero de 2007

TESIS DOCTORAL

MEJORA DE TERRENOS POTENCIALMENTE LICUABLES CON INYECCIONES DE

COMPACTACIÓN

Por: CARLOS IVÁN HENRÍQUEZ PANTALEÓN

DIRECTORES DE TESIS:

Dr Ing. D. CARLOS OTEO MAZO

Dr Ing. D. GUSTAVO ARMIJO PALACIO

TRIBUNAL CALIFICADOR.

Presidente: Dr. D.

Vocales: Dr. D.

Dr. D.

Dr. D.

Vocal Secretario: Dr. D.

Acuerda otorgarle la calificación de,

MADRID, de de 2007

A mis padres Eduardo e Iris Josefina

Tesis Doctoral

Carlos Iván Henríquez Pantaleón

I

AGRADECIMIENTOS

A Geotecnia y Cimientos S.A. (GEOCISA), por haber permitido iniciarme en el mundo de la geotecnia, en especial a D. Pedro Sola, por la confianza depositada y el apoyo brindado. A mis Directores de Tesis: D. Carlos Oteo Mazo y D. Gustavo Armijo Palacio. Quiero expresar mi más profundo y sincero agradecimiento al Prof. Oteo, toda una referencia de la geotecnia española, por haber aceptado y llevado a cabo la dirección de esta tesis, por el asesoramiento científico y estimulo para crecer y seguir creciendo intelectualmente. Su disposición permanente e incondicional y además, sus substanciales sugerencias, han sido de gran valía para la realización de esta investigación. A Gustavo Armijo, por ser mi guía, maestro, tutor y orientador en cada paso de esta investigación. Por aportarme su experiencia, sus consejos prácticos y sobre todo su gran capacidad intelectual y calidad humana. A mi familia, por todo el apoyo ofrecido. Gracias por haberme enseñado que aquel que persevera triunfa y que los sueños no son inalcanzables. A las familias De La Torre (Juan, Leonor, Marta, Manuel y Leonor hija), Del Valle Mateos (Juan y Carmen) y Armijo Alba (Gustavo, Laura, Joaquín y Julián), por ser mis familias de acogida en España. Gracias a ustedes, he podido hacer fáciles aquellos momentos difíciles lejos de casa. A mis amigos Alberto Arizmendi, Alberto Franco, Luís Mejías, Sergio Vos, Daniel Mazza, Hernán Patiño, José Francisco Gómez, Jorge Guevara y Pablo Martínez. A mis compañeros de trabajo Ana de Díos y Antonio Notario, por su ayuda siempre eficiente y desinteresada. Un agradecimiento muy especial a Laura Vila, por su tolerancia, compresión, cariño y estímulo, vitales en la redacción y conclusión de esta investigación.

Tesis Doctoral


II

RESUMEN

La licuación o licuefacción es uno de los más importantes, interesantes y

controvertidos temas en la ingeniería geotécnica. Sus efectos devastadores

provocaron la atención de los ingenieros geotécnicos desde los terremotos de

Alaska (USA) y Niigata (Japón), ambos ocurridos en 1964 y con magnitudes

superiores a 7.5.

El comportamiento de los suelos ante los efectos de sismos ha sido estudiado

desde hace muchos años, debido a que se ha observado que los daños

resultantes de la ocurrencia de terremotos pueden ser influenciados, de

muchas maneras, por las características del terreno en una determinada área.

El mal comportamiento de los suelos flojos ante los sismos y, en especial, el

fenómeno de licuación en los de tipo incoherente, ha ocasionado pérdidas de

vidas humanas y económicas muy importantes en distintos lugares del mundo.

Debido a esto, se han realizado esfuerzos notables para desarrollar métodos

para evaluar la susceptibilidad a la licuación de los suelos y la forma de poder

mitigar este fenómeno.

Pero la licuación de suelos es un tema muy complejo, donde intervienen

muchas variables. Por lo que las condiciones bajos las cuales, los suelos

granulares pierden parte significativa de su resistencia no han sido

completamente comprendidas, representando un magnifico campo de

investigación.

También cabe señalar, que a pesar de que en los últimos años no se han

producidos evidencia de casos de licuación en España, existen antecedentes

históricos al respecto, por lo cual es aconsejable tomar en cuenta este

fenómeno en diversos lugares de la península, donde se verifique la existencia

de suelos arenolimosos sueltos por debajo del nivel freático unidos a

Tesis Doctoral


III

intensidades notables en los terremotos previsibles. Además, es un problema

que siempre se debe tener presente en el ámbito de obras portuarias, con

rellenos ganados al mar, compuestos por materiales granulares depositados

con densidad baja a media.

Partiendo de las premisas expuestas, se entiende y se considera de mucho

interés llevar a cabo un estudio sobre el comportamiento dinámico de los

terrenos granulares finos, poniendo especial atención y énfasis en el fenómeno

de licuación de suelos, factores que influyen en su ocurrencia, revisión y

actualización tanto de los criterios para su predicción, así como los distintos

métodos para su mitigación y dentro de ellos, aquellos que pueden ser

aplicables a obras existentes.

Esta tesis tiene como objetivos fundamentales desarrollar:

• Un nuevo método de predicción del fenómeno de la licuación basado en

ensayos de CPT.

• Un nuevo método de diseño que permita mitigar el potencial de

licuación, tanto en terrenos sin edificar así como en los ya edificados.

Estos objetivos se han alcanzado a partir de:

1- Análisis del fenómeno de licuación de suelos y los factores que influyen en

su ocurrencia.

2- Revisión de los diferentes métodos de predicción existentes para la

evaluación del potencial de licuación, estudiando la manera en que tienen

en cuenta las variables implicadas en el problema, con la finalidad de

proponer un nuevo método de predicción basado en ensayos “in situ”.

3- Planteamiento de un nuevo método de predicción del potencial de

licuación basado en los ensayos de CPT.

Tesis Doctoral


IV

4- Estudio de los diferentes métodos de mejora del terreno para mitigar el

potencial de licuación, orientando su aplicación a terrenos con obras ya

existentes.

5- Estudio de las inyecciones de compactación como método de

densificación y refuerzo del terreno, con el objetivo de mitigar el potencial

de licuación inclusive en terrenos con obras existentes.

6- Estudio analítico de las inyecciones de compactación, con la finalidad de

postular un método de diseño práctico para la mitigación del potencial de

licuación.

7- Verificación del método comentado en el punto anterior tanto con un caso

real, en el cual el autor de esta tesis estuvo involucrado, así como con

otras obras llevadas a cabo en los Estados Unidos de América.

Entre los resultados y aportaciones originales más importantes obtenidas de

esta tesis, se pueden señalar las siguientes:

Con relación a los métodos existentes de evaluación del potencial de

licuación, se ha visto la conveniencia de utilizar aquellos basados en

correlaciones empíricas de las características de los suelos obtenidas

mediante ensayos in-situ, con el comportamiento de los mismos

observado en sismos anteriores y dentro de ellos los que se basan en el

ensayo de CPT (Figura 1).

Un método para evaluar la susceptibilidad a la licuación sustentada en la

correlación directa entre la resistencia a la licuación y la forma en que

varía con la profundidad, la resistencia a la penetración con el CPT

(Figura 2 y 3).

Un método de diseño de las inyecciones de compactación basado

principalmente en la expansión de cavidades esféricas y aplicable a

arenas con contenidos de finos (C.F.) inferiores al 20-30% (IP< 10%).

Dicho método sigue una metodología práctica, combinando el estudio

Tesis Doctoral


V

del proceso de inyección (expansión de una cavidad esférica), con el de

la relación volumen-presión en el bulbo inyectado (cavidad expandida)

que provocaría la rotura del terreno, es decir, acoplando dos análisis en

un solo modelo. Este método es aplicable tanto a obras nuevas, como a

obras existentes e incluye unos ábacos de diseño que facilitan su

aplicación (Figuras 4, 5, 6 y 7).

Un método de evaluación de la concentración de tensiones que se

producen en los taladros inyectados (inclusiones rígidas), dentro del

terreno reforzado con inyecciones de compactación, al actuar el sismo.

Esto permite incrementar el factor de seguridad frente a la licuación, en

las zonas donde no se haya alcanzado el valor mínimo requerido por la

normativa. Además, este método incluye un procedimiento de

evaluación del espesor máximo de terreno (con insuficiente mejora y aún

susceptible de licuarse), en que los taladros inyectados con mortero

puede actuar como inclusiones rígidas sin llegar a la rotura.

Determinación de los coeficientes de fricción en las tuberías de acero y

goma (comúnmente utilizadas en este tipo de tratamiento) al circular por

su interior un mortero, con las características del empleado para las

inyecciones de compactación, de tal forma, que se puedan evaluar las

presiones realmente transmitidas en los puntos de inyección a partir de

las presiones registradas en los puntos de control del tratamiento.

Tesis Doctoral


VI

Figura 1 Métodos para evaluar el potencial de licuación.

Tesis Doctoral


VII

Figura 2 Planteamiento del nuevo método de predicción del potencial de licuación

basado en el CPT.

Tesis Doctoral


VIII

Método de predicción del potencial de licuación

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 50 100 150 200

qc/σ´v

Prof

. (m

)

Izq 0.2g 0.3g 0.4g >0.5g

No licuación

Licuación

No licuación

Figura 3 Ábaco del nuevo método de predicción del potencial de licuación.

Tesis Doctoral


IX

Figura 4 Esquema de la aplicación del método de diseño para las inyecciones de

compactación desarrollado en esta investigación.

Tesis Doctoral


X

Figura 5 Tamaño máximo del bulbo inyectado en función de la profundidad,

dependiendo de la localización del nivel freático, para arenas con C.F.

inferiores al 20-30% (IP<10%) y sin sobrecarga superficial.

Tesis Doctoral


XI

Figura 6 Presión máxima en el bulbo inyectado en función del esfuerzo efectivo medio

inicial q´

+

3´.2´ hv σσ

y la profundidad, dependiendo de la localización del

nivel freático, para arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%),

homogéneas e isótropas y sin sobrecarga superficial.

Tesis Doctoral


XII

Figura 7 Radio de influencia máximo por taladro en función del radio del bulbo

inyectado (Figura 5) y la profundidad, dependiendo de la localización del

nivel freático y para arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%) y sin

sobrecarga superficial.

Tesis Doctoral


XIII

ABSTRACT

The phenomenon of liquefaction is one of the most important, interesting, and

controversial subjects in the earthquake geotechnical engineering. Its

devastating effects attracted the worldwide attention of the geotechnical

engineering community when in 1964 the large Alaskan earthquake was

followed by Niigata earthquake in Japan, both over 7.5 degree of Richter

magnitude.

The behavior of soils, when an earthquake occurs, has been studied for many

years, because the damage produced by a given magnitude of earthquake can

be directly influence by the characteristics of the soil.

The inadequate behaviour of loose soils under earthquake conditions,

especially, the phenomena of liquefaction in cohesionless material, has

produced big economic losses and loss of lives around the world. For this

reason, a lot of investigation work has been undertaken to develop liquefaction

assessment methods and the design of mitigation methods.

However, the liquefaction phenomenon is very complex and many variables are

involved, hence, the conditions under which a loose cohesionless soil

experiences a rapid reduction in strength are not completely understood,

representing an excellent field of investigation.

Additionally, is very important to emphasize that almost all of the investigation

programs carried out up till now, have been focused on free field conditions,

without taking into account any existing structure or surcharge on the ground

surface.

Despite the fact, that in the recent years there has not been any episode of

liquefaction in Spain, a historic record of this phenomena does exists. For this

Tesis Doctoral


XIV

reason is advisable to take it into account at many locations places in the

Iberian peninsula, where the conditions of loose sands and silty sands under

the phreatic level could be combined with the occurrence of considerable

earthquakes.

Considering the aforementioned facts is evident that it’s necessary to carry out

an investigation program, related to the dynamic behaviour of cohesionless

soils, paying special attention and emphasis to the phenomena of liquefaction

phenomena, factors that could influences it’s occurrence, the review and

updating of the assessment criteria for it’s prediction, and the soil improvement

methods for it’s mitigation, principally those that could be performed under

existing structures.

The main target of this thesis is to develop a method to mitigate the liquefaction

potential of soils, using the following philosophy:

1- Review of Liquefaction assessment methods based on in situ testing.

2- The develop of a new liquefaction assessment method based on the CPT.

3- Study of the different soil improvement methods available to mitigate the

liquefaction potential of a soil, with emphasis on their applicability on free

field conditions and under existing structures.

4- The study of compaction grouting as an in situ improvement and

reinforcement method, to mitigate the liquefaction potential including it’s

applicability under existing structures.

5- A study of compaction grouting based on an analytical analysis.

6- The development of a new compaction grouting design method, based on

the aforementioned analytical analysis.

7- Finally, the conclusions obtain from the new design method developed are

compare with data from real compaction grouting treatment.

Tesis Doctoral


XV

ÍNDICE DE CAPÍTULOS

I. INTRODUCCIÓN II. LICUACIÓN DE SUELOS III. MÉTODOS DE MEJORA DE TERRENOS POTENCIALMENTE

LICUABLES IV. INYECCIONES DE COMPACTACIÓN V. MÉTODO DE DISEÑO PARA LA INYECCIÓN DE

COMPACTACIÓN COMO MÉTODO DE MITIGACIÓN DEL POTENCIAL DE LICUACIÓN

VI. ENSAYOS DE VERIFICACIÓN VII. VERIFICACIÓN CON DATOS DE OBRAS LLEVADAS A CABO

EN ESTADOS UNIDOS DE AMÉRICA VIII. CONCLUSIONES Y FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN IX. BIBLIOGRAFÍA X. ANEJOS

Tesis Doctoral


XVI

ÍNDICE

CAPITULO I INTRODUCCIÓN

I-1- PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA I- 2- ESTADO ACTUAL DEL PROBLEMA

I- 2-1 Estado actual del estudio del potencial de licuación

I- 2-2 Estado actual del estudio de las inyecciones de compactación I- 3- OBJETIVOS DE LA INVESTIGACIÓN I- 4- ALCANCES DE LA INVESTIGACIÓN I- 5- METODOLOGÍA PROPUESTA

CAPITULO II. LICUACION DE SUELOS

II- INTRODUCCIÓN II-1- FENOMENOS INDUCIDOS POR LOS SISMOS EN LOS SUELOS GRANULARES FINOS

II-1-1 Cambios de volumen (densificación-asientos)

II-1-2 Reducción de la resistencia al esfuerzo cortante (aumento de la presión de poro-licuación)

II-2- LICUACIÓN DE SUELOS

II-2-1 Descripción del fenómeno

II-2-2 Factores que directamente influyen en la ocurrencia del fenómeno de la licuación II-2-2-1 Propiedades índice y de estado de los suelos

II-2-2-2 Condiciones iniciales de esfuerzo y de deformación

II-2-2-3 Características de la solicitación

Tesis Doctoral


XVII

II-2-3 Factores que indirectamente afectan la ocurrencia de licuación II-2-4 RECAPITULACIÓN II-3- ESTUDIOS EXPERIMENTALES DE LICUACION DE SUELOS

II-3-1 Observaciones experimentales en pruebas drenadas II-3-2 Observaciones experimentales bajo condiciones no drenadas II-3-3 Diagramas de estado II-3-4 Comportamiento durante la aplicación de cargas cíclicas II-3-5 Estudios de licuación de suelos mediante técnicas de laboratorio

II-3-5-1 Ensayos triaxiales cíclicos

II-3-5-2 Ensayos de corte simple cíclico II-3-5-3 Ensayos de mesa vibratoria

II-3-5-4 Ensayos centrífugos II-3-6 Análisis comparativo de los diferentes ensayos

II-3-6-1 Ensayo triaxial cíclico II-3-6-2 Ensayo de corte simple cíclico

II-3-6-3 Ensayo de mesa vibratoria

II-3-6-4 Ensayo Centrífugo

II-3-7 Limitaciones de las técnicas de laboratorio

II-3-7-1 Obtención de muestras "inalteradas"

II-3-7-2 Simulación de condiciones de esfuerzo y de frontera reales

II-3-8 RECAPITULACIÓN II-4- MÉTODOS PARA EVALUAR LA SUSCEPTIBILIDAD A LA LICUACION EN SUELOS GRANULARES FINOS

II-4-1 MÉTODOS BASADOS EN EL COMPORTAMIENTO OBSERVADO EN TERREMOTOS ANTERIORES II-4-2 MÉTODOS BASADOS EN EL NÚMERO DE GOLPES DEL SPT II-4-2-1 Método de Kishida y Ohsaki (1969 y 1970) II-4-2-2 Método de Seed y Otros (1983 y 1985) II-4-2-3 Método de Tokimatsu y Yoshimi (1983) II-4-2-4 Método de Taiping y otros (1984) II-4-2-5 Método de Ambraseys (1988) II-4-3 MÉTODOS BASADOS EN LA RESISTENCIA POR PUNTA (qc) DEL CPT

Tesis Doctoral


XVIII

II-4-3-1 Método de Zhou (1980) II-4-3-2 Método de Seed y de Alba (1986) II-4-3-3 Método de Robertson y Campanella (1985) II-4-3-4 Método de Teparaksa (1991) II-4-3-5 Método de Armijo (1995) II-4-3-6 Método propuesto por “National Center for Earthquake Engineering Research (NCEER)” (1996)

II-4-4 MÉTODOS BASADOS EN LA VELOCIDAD DE PROPAGACIÓN DE LAS ONDAS DE CORTE

II-4-4-1 Método de Seed y otros (1983) II-4-4-2 Método de Robertson (1990) II-4-5 MÉTODOS BASADOS EN LAS PROPIEDADES DE LA FRACCIÓN

FINA DEL SUELO II-4-5-1 Método Chino (1979) y Método Chino modificado (1991 y 1994) II-4-5-2 Método de Seed, Cetin y otros (2003) II-4-6 MÉTODOS BASADOS EN LA TEORÍA DE LAS PROBABILIDADES II-4-7 MÉTODOS BASADOS EN OTROS ENSAYOS DE CAMPO II-4-8 RECAPITULACIÓN II-4-8-1 Métodos de predicción II-4-8-2 Análisis de las variables que intervienen II-5- FACTORES QUE AFECTAN LA RELACIÓN CÍCLICA DE ESFUERZOS

QUE CAUSAN EL FENÓMENO DE LA LICUACIÓN II-5-1 Efecto de la existencia de tensiones tangenciales estáticas II-5-2 Efecto del incremento de la tensión efectiva vertical II-5-3 Efecto de la razón de sobreconsolidación II-5-4 RACAPITULACIÓN II-6- EVALUACION DEL POTENCIAL DE LICUACION EN SUELOS

GRANULARES FINOS MEDIANTE CPT II-6-1 PRUEBA DE PENETRACIÓN CON CONO

II-6-2 Tipos de pruebas de penetración con cono II-6-3 Pruebas de penetración con cono estático

II-6-4 Estandarización de los conos estáticos

Tesis Doctoral


XIX

II-6-5 Comparación entre los resultados obtenidos con cono estático mecánico y eléctrico

II-6-6 Ventajas y desventajas de los conos estáticos mecánicos y eléctricos II-7 CORRELACIONES ENTRE qc Y LAS CARACTERISTICAS DEL TERRENO II-7-1 Expresiones que relacionan a qc con las características del terreno II-7-2 Análisis de las teorías existentes II-7-3 Análisis de las correlaciones empíricas existentes II-7-4 Elección de una expresión empírica II-7-5 Limitaciones de la expresión elegida II-7-6 El uso de fs con carácter de apoyo de la correlación elegida

II-8 OBTENCIÓN DE UNA CORRELACIÓN ENTRE LOS RESULTADOS DE CPT Y EL POTENCIAL DE LICUACION

II-8-1 Condiciones y limitaciones de aplicación II-8-2 RECAPITULACIÓN

CAPITULO III METODOS DE MEJORA DE TERRENOS POTENCIALMENTE

LICUABLES

III INTRODUCCIÓN III-1 MÉTODOS DE MEJORA DE TERRENOS POTENCIALMENTE

LICUABLES III-2 MÉTODOS ORIENTADOS A OBRAS NUEVAS III-2-1 Vibroflotación III-2-2 Vibrosustitución III-2-3 Compactación dinámica clásica (CDC) III-2-4 Compactación rápida por impactos o compactación dinámica rápida (CDR) III-2-5 Deep Mixing III-2-6 Reemplazo

Tesis Doctoral


XX

III-2-7 Método de premezclado III-2-8 Rebajamiento del nivel freático III-2-9 Disipación inmediata del exceso de presión intersticial III-2-10 Explosivos III-2-11 Inclusiones rígidas hincadas III-2-12 Refuerzo de las estructuras III-3 MÉTODOS ORIENTADOS A OBRAS EJECUTADAS

III-3-1 Recalce con micropilotes III-3-2 Inyecciones de impregnación III-3-3 Inyecciones de fracturación III-3-4 Jet Grouting III-3-5 Inyecciones de compactación III-3-6 Otros métodos III-4 RECAPITULACIÓN Y CONCLUSIÓN

CAPITULO IV

INYECCIONES DE COMPACTACIÓN

IV-1 RESEÑA HISTORICA DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN IV-2 DEFINICIÓN DE INYECCIÓN DE COMPACTACIÓN IV-3 APLICACIONES DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN IV-4 TERRENOS A LOS CUALES LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN

SON APLICABLES IV-5 RELACIÓN ENTRE EL TIPO DE SUELO, PRESIÓN Y VOLUMEN

NECESARIO DE MORTERO, Y CONSISTENCIA DEL MISMO, EN LOS TRATAMIENTOS CON INYECCIONES DE CAMPACTACIÓN

IV-6 DISEÑO DE INYECCIONES DE COMPACTACIÓN IV-6-1 Métodos de diseño basados en la relación entre la presión de

inyección y el volumen inyectado

Tesis Doctoral


XXI

IV-6-2 Método basado en la compactación por desplazamiento IV-7 MÉTODOS DE INYECCIÓN IV-8 DISPOSICIÓN DE LOS TALADROS DE INYECCIÓN IV-8-1 Malla de taladros primaria y secundaria IV-9 EJECUCIÓN EN INYECCIONES DE COMPACTACIÓN IV-9-1 Perforación IV-9-2 Dosificación del mortero seco IV-9-3 Mezclado

IV-9-4 Bombeo IV-9-5 Inyección IV-10 CRITERIOS DE CESE DE INYECCIÓN IV-11 CONTROL DE EJECUCIÓN EN LOS TRATAMIENTOS CON INYECCIONES DE COMPACTACIÓN IV-12 CONTROL DE RESULTADOS DE LOS TRATAMIENTOS CON INYECCIONES DE COMPACTACIÓN IV-13 EFECTOS DE LAS CONDICIONES DEL SUELO EN LA EFECTIVIDAD DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN IV-14 VENTAJAS DE LA TECNICA DE INYECCIÓN DE COMPACTACIÓN IV-15 DESVENTAJAS DE LA TECNICA DE INYECCIÓN DE

COMPACTACIÓN IV-16 APLICACIONES DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN PARA

LA DENSIFICACIÓN DE TERRENOS GRANULARES BAJO OBRAS EXISTENTES

IV-17 CONCLUSIONES

Tesis Doctoral


XXII

CAPITULO V MÉTODO DE DISEÑO PARA LA INYECCIÓN DE

COMPACTACIÓN COMO MÉTODO DE MITIGACIÓN DEL POTENCIAL DE LICUACIÓN

V-1 INTRODUCCIÓN V-2 HERRAMIENTAS EXISTENTES PARA EL DESARROLLO DE UN MÉTODO DE DISEÑO PARA LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN V-3 EXPANSIÓN DE CAVIDADES EN UNA MASA INFINITA DE TERRENO V-4 PLANTEAMIENTO TEÓRICO DEL NUEVO MODELO V-5 ANÁLISIS DEL PROCESO DE INYECCIÓN V-5-1 Expansión de una cavidad esférica V-5-2 Expansión de una cavidad cilíndrica V-5-3 Comparación entre la expansión de cavidades esféricas y las cilíndricas para el estudio de las inyecciones de compactación V-6 ANÁLISIS DE LA RELACIÓN PRESIÓN – VOLUMEN DE LA CAVIDAD EN ROTURA DEL TERRENO V-7 PLANTEAMIENTO PRÁCTICO DEL NUEVO MÉTODO DE DISEÑO

PARA LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN V-8 RESULTADOS OBTENIDOS AL APLICAR EL MÉTODO DE DISEÑO EN

SIMULACIONES CON SUELOS POTENCIALMENTE LICUABLES EN TERRENOS SIN EDIFICAR Y EN TERRENOS LOCALIZADOS BAJO EDIFICACIONES EXISTENTES

V-9 ÁBACOS DE DISEÑO V-10 FACTORES QUE INFLUYEN EN LA EFICACIA DEL VOLUMEN DE

INYECCIÓN EN RELACIÓN A LA MEJORA DEL TERRENO ESPERADA V-11 PERDIDAS POR FRICCIÓN GENERADAS EN LAS TUBERÍAS

DURANTE EL PROCESO DE INYECCIÓN V-12 COLUMNAS O INCLUSIONES DE MORTERO COMO REFUERZO DEL

TERRENO

Tesis Doctoral


XXIII

V-13 CONCLUSIONES

CAPÍTULO VI

ENSAYOS DE VERIFICACIÓN

VI-1 INTRODUCCIÓN VI–2 CAMPO DE PRUEBAS VI–3 PRUEBAS DE CAMPO EN EL PROYECTO “RECONFIGURACIÓN DE

LA REFINERÍA GENERAL LÁZARO CÁRDENAS” EN MINATITLÁN, VERACRUZ MÉXICO

VI-3-1 Ensayos de pérdida de carga en las tuberías durante el proceso de inyección

VI-3-2 Ejecución, excavación y extracción de taladros de prueba VI-3-3 Campo de pruebas VI-3-4 Tratamiento global en la Unidad Hidrodesulfuradora de

Diesel (HDS) VI-4 CONCLUSIONES

CAPÍTULO VII VERIFICACIÓN CON DATOS DE OBRAS LLEVADAS A CABO

EN ESTADOS UNIDOS DE AMÉRICA

VII-1 INTRODUCCIÓN VII-2 CAMPO DE PRUEBA EN “SANTA CRUZ METROPOLITAN TRANSIT

DISTRICT, MAINTENANCE AND OPERATION FACILITY” EN WATSONVILLE CALIFORNIA, ESTADOS UNIDOS DE AMÉRICA

VII–2-2 Características del terreno VII–2-3 Campo de prueba

Tesis Doctoral


XXIV

VII–2-4 Evaluación de la mejora inducida al terreno VII–2-5 Análisis de los resultados obtenidos con el ensayo de penetración

estática (CPT) VII–2-6 Análisis de los resultados obtenidos con el ensayo de penetración

estándar (SPT) VII–2-7 Análisis del factor de seguridad VII–2-8 Resistencia al esfuerzo cortante en la zona tratada VII–2-9 Conclusiones VII-3 ACTUACIONES CON INYECCIONES DE COMPACTACIÓN PARA

MITIGARAR EL POTENCIAL DE LICUACIÓN EN OTRAS OBRAS EN LOS ESTADOS UNIDOS AMÉRICA

VII-3-1 Revisión de las obras más relevantes tratadas con inyecciones de compactación, como medida de mitigación del potencial de licuación, en Estados Unidos de América

VII-3-2 Análisis de los casos anteriores VII-3-3 Comparativa con los criterios de diseño establecidos en esta

investigación VII-4 CONCLUSIONES

CAPÍTULO VIII CONCLUSIONES Y FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN

VIII–1. CONCLUSIONES VIII–1-1 Sobre el fenómeno de licuación VIII–1-2 Sobre los métodos de predicción del fenómeno de Licuación VIII–1-3 Sobre el nuevo método de evaluación del potencial de licuación

basado en el ensayo de penetración de cono (CPT), desarrollado en este trabajo de investigación

VIII–1-4 Sobre los métodos de mejora del terreno para mitigar el potencial de licuación

Tesis Doctoral


XXV

VIII–1-5 Sobre las inyecciones de compactación VIII–1-6 Sobre el nuevo método de diseño para inyecciones de

compactación, propuesto en esta investigación VIII–1-7 Sobre la verificación del método de diseño propuesto VIII-1-8 Sobre la comparativa con otros casos reales VIII-1-9 Sobre los objetivos de esta tesis VIII–2 FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN

CAPÍTULO IX BIBLIOGRAFÍA

CAPÍTULO X ANEJOS CAPÍTULO II ANEJOS CAPÍTULO V ANEJOS CAPÍTULO VI

Tesis Doctoral


XXVI

LISTADO DE FIGURAS

Figura II-1 Efecto de la intensidad de la aceleración vertical sobre la

densificación de arenas en pruebas de mesa vibratoria

(D´Appolonia y D´Appolonia, 1967).

Figura II-2 Efectos de la intensidad de la aceleración vertical y esfuerzo de

confinamiento sobre la densificación de arena seca de Ottawa en

pruebas de mesa vibratoria (Whitman y Ortigosa, 1968)

Figura II-3 Efectos de la intensidad de la aceleración y esfuerzo de

confinamiento sobre la relación de vacíos de arena seca de

Ottawa en pruebas de vibración cortante (Youd, 1970)

Figura II-4 Compactación vs. Historia esfuerzo-deformación en una prueba

drenada de esfuerzo cortante cíclico sobre arena de Ottawa C-

119 (Youd, 1972).

Figura II-5 Asiento de arena seca bajo movimiento unidireccional y

multidireccional (Seed, Pyke y Martin, 1975)

Figura II-6 Granulometría de algunos suelos que han licuado (Armijo, 1995)

Figura II-7 Concepto de compacidad relativa (Armijo, 1995)

Figura II-8 Efecto de la historia sísmica sobre las características de licuación

de una arena (Armijo, 1995).

Figura II-9 Comportamiento de arenas, ensayadas en pruebas triaxiales

consolidadas drenadas (Ovando, 1996).

Figura II-10 Línea de relación de vacíos crítica (Ovando, 1996).

Figura II-11 Comportamiento no drenado de arenas en compresión triaxial

(Ovando, 1996).

Figura II-12 Comportamiento no drenado de una muestra suelta en la que se

presenta el estado cuasi-estable (Ovando, 1996).

Figura II-13 Comportamiento de muestras de arena ensayadas bajo

condiciones drenadas y no drenadas para a) tensión de

confinamiento en escala aritmética y b) tensión de confinamiento

en escala logarítmica (Kramer, 1996).

Figura II-14 Parámetros de estado de Been y Jefferies (1985).

Tesis Doctoral


XXVII

Figura II-15 Comportamiento bajo cargas cíclicas de tres muestra de arenas

con diferente compacidad relativa (Kramer, 1996).

Figura II-16 Esquema de un equipo triaxial cíclico con tensión

Figura II-17 Cámara triaxial cíclica.

Figura II-18 Condición de esfuerzos para un elemento de suelo sujeto a un

sismo.

Figura II-19 Circulo de Mohr, en función de esfuerzos totales, de un ensayo

triaxial cíclico para un espécimen isotrópicamente consolidado.

Figura II-20 Prueba de carga cíclica típica en arena suelta (Seed y Lee, 1966)

Figura II-21 Disposición en alzado y en planta de un aparato de corte cíclico.

Figura II-22 Representación de resultados de ensayos de corte simple cíclico.

Figura II-23 Prueba típica de corte simple en arena compacta (Peacok y Seed,

1968).

Figura II-24 Comportamiento de arena suelta en corte simple y en prueba

triaxial cíclica (Peacok y Seed, 1968).

Figura II-25 Recipiente para probar arenas en mesa vibradora (Yoshimi,

1967).

Figura II-26 Corte del modelo de arena de 18” de ancho en el recipiente (Finn et

al, 1970).

Figura II-27 Corte transversal del aparato mostrado en el límite de su carrera

(Díaz, Weckman e Iturbe, 1973).

Figura II-28 Esquema del ensayo centrífugo.

Figura II-29 Efectos de la alteración de las muestras en la resistencia a la

licuación de arenas densas y medias (Tokimatsu, 1988).

Figura II-30 Relación entre la posibilidad de licuación y los valores de NSPT

para diferentes profundidades Z (m).

Figura II-31 Relaciones de esfuerzo cíclicos que causan licuación en función

de (N1)60, para arenas limpias y sismo M= 7.5 (Seed y otros).

Figura II-32 Rango de valores de rd para diferentes tipos de suelo (Seed e

Idriss, 1982).

Figura II-33 Curva de valores de CN y Cqc (Seed e Idriss, 1982).

Tesis Doctoral


XXVIII

Figura II-34 Relaciones de esfuerzos cíclicos que causan licuación en función

de (N1)60 y de Vs para arenas limpias y sismos de magnitudes

diferentes (Seed y otros, 1983).

Figura II-35 Relaciones de esfuerzos cíclicos que causan la licuación en

función de (N1)60, para arenas limosas y sismos de magnitud M=

7.5 (Seed y otros, 1985).

Figura II-36 Influencia del dispositivo para levantar y soltar la pesa, sobre la

energía aplicada al tomamuestras.

Figura II-37a Correlación de campo entre la relación de esfuerzos cíclicos,

τd/σ´v, y el valor de NSPT corregido, N1, para arenas limpias

(Tokimatsu y Yoshimi, 1983).

Figura II-37b Correlación de campo entre la relación de esfuerzos cíclicos,

τd/σ´v, y el valor de NSPT corregido, N1, para arenas con más del

10% de fino (Tokimatsu y Yoshimi, 1983).

Figura II-38 Relación de esfuerzos cíclicos que causan licuación en función de

(N1)60, para arenas limpias, según las ecuaciones 16 y 17

(Ambraseys, 1988).

Figura II-39 Relación entre la máxima distancia al epicentro para sitios con

licuación, Re, y la magnitud del sismo M.

Figura II-40 Variación de la relación qc/N60 con el tamaño medio del grano D50

(Seed y de Alba, 1986).


de qc, para arenas limpias y limosas (Seed y de Alba, 1986)

Figura II-42 Correlación entre la relación de esfuerzos cíclicos (τ/σ´v) y la

compacidad relativa (Cr) basada en datos de Christian y Swinger,

1975 (Robertson y Campanella, 1985).

Figura II-43 Correlación entre la resistencia a la licuación y qc obtenida a partir

de la Figura 41 y de las correlaciones entre qc y Cr establecidas

por Balde y otros, 1982 (Robertson y Campanella, 1985).

Figura II-44 Variación de la relación qc/N con el tamaño medio del grano (D50)

(Robertson y otros, 1983).

Tesis Doctoral


XXIX

Figura II-45 Resumen de las características entre la resistencia a la licuación y

qc1 para arenas limpias (Robertson y Campanella, 1985)

Figura II-46 Correlaciones entre la resistencia a la licuación y qc1 para arenas

limpias y para arenas limosas (Robertson y Campanella, 1985).

Figura II-47 Carta de clasificación de suelos, con base en CPT, mostrando la

zona de suelos licuables propuesta (Robertson y Campanella,

1985).

Figura II-48 Curvas límite promedio por la izquierda y por la derecha (para amax

= 0.6g) obtenidas con base en datos del Valle de Mexicali (Armijo,

1995)

Figura II-49 Curvas límite por derecha para valores de amax variables entre 0.2

y 0.8 g obtenidas en base a datos de los Valles de Mexicali e

Imperial (Armijo, 1995).

Figura II-50 Gráfica para determinar el peligro de licuación mediante el ensayo

CPT (Robertson y Wride,1996). Figura II-51 Características de los suelos en función de la resistencia a la

penetración por punta del CPT (Robertson, 1990). Figura II-52 Índice de tipo de suelo Ic vs. El contenido aparente de finos para

suelos normalmente consolidados (Robertson y Wride, 1996).

Figura II-53 Factor de corrección por el contenido de finos, para determinar la

resistencia equivalente del CPT en arenas limpias (Robertson y

Wride, 1996). Figura II-54 Factor de corrección KH, para determinar la resistencia a la

penetración por punta del CPT en un estrato de poco espesor,

localizado entre dos estratos blandos de gran espesor (Robertson

y Fear, 1995).


de la velocidad de ondas de corte corregida, Vs1 (Robertson,

1990).

Figura II-56 Método Chino modificado (Finn et al. 1994)

Figura II-57 Gráfica método de Seed, Cetin y otros (2003)

Tesis Doctoral


XXX

Figura II-58 Métodos probabilísticos para la evaluación del potencial de

licuación (CSRN = relación cíclica de esfuerzo normalizada).

Figura II-59 Rangos de variación del factor de reducción rd.

Figura II-60a Variación del factor de corrección CN con relación a tensión

vertical efectiva.

Figura II-60b Variación de los factores de corrección CN y Cqc, con la tensión

efectiva vertical.

Figura II-61 Variación del factor CN con la tensión vertical efectiva y la densidad

relativa (Boulanger e Idriss, 2004)

Figura II-62 Relación aproximada entre el valor de qc medido con cono eléctrico

y mecánico (Schmertman 1978-a)

Figura II-63 Magnitud (MW) Vs. factores de corrección.

Figura II-64 Relación cíclica de esfuerzos versus relación inicial estática de

esfuerzos para producir licuación o una deformación específica

después de 10 ciclos en: a) arena densa; y b) arena suelta (Seed et

al, 1988).

Figura II-65 Relación estática inicial de esfuerzos versus el factor de corrección

Kα en arenas, para una compacidad relativa del 55% y 35% (Seed

et al. 1988).

Figura II-66 Variación del factor de corrección Κα con la relación inicial estática

de esfuerzos (Seed y Harder, 1990).

Figura II-67 Tensión efectiva vertical efectiva vs. Kσ (Boulanger e Idriss, 2004).

Figura II-68 Razón de sobreconsolidación versus factor de corrección KOCR

(Seed et al. 1988)

Figura II-69 Cono mecánicos (Sanglerat, 1972).

Figura II-70 Conos eléctricos (Baligh, 1975)

Figura II-71 Cono Fugro visto en corte longitudinal (Sanglerat 1972).

Figura II-72 Comparación entre qc obtenido con cono mecánico tipo Delft y qc

obtenido con cono eléctrico tipo Fugro Estandar (Schmertman,

1978a).

Tesis Doctoral


XXXI

Figura II-73 Variación de la resistencia por punta qc con la profundidad

(Sanglerat, 1972).

Figura II-74 Variación de la resistencia por punta (qc) con el esfuerzo vertical

efectivo (σ´v) en pruebas de CPT sobre arena Edgar

(Schmertman, 1978a).

Figura II-75 Correlación entre qc, σ´v y Cr, actualizada (─) y anterior (---)

(Schmertman, 1978 a)

Figura II-76 Variación de la fricción lateral (fs) con la profundidad (Sanglerat,

1972).

Figura II-77 Curvas que separan condiciones de licuación para una

aceleración máxima menor a 0.20 g

Figura II-78 Curvas que separa la condición de licuación y no licuación para

una aceleración máxima mayor o igual a 0.20g y menor a 0.30g.

Figura II-79 Curvas que separan la condición de licuación y no licuación para

una aceleración máxima mayor o igual a 0.30g y menor a 0.40g.


una aceleración máxima mayor o igual a 0.40g y menor que

0.50g.



0.60g.



0.70g.


una aceleración máxima mayor o igual a 0.70 g y menor que

0.80g.

Figura III-1 Vibroflotación.

Figura III-2 Cambios en la estructura del terreno antes y después del

tratamiento (∆h es el asiento producido).

Figura III-3 Esquema ejecución de la vibroflotación.

Tesis Doctoral


XXXII

Figura III-4 Rangos granulométricos de aplicación de la vibroflotación,

vibrosustitución y la compactación dinámica

Figura III-5 Tratamiento con vibrosustitución.

Figura III-6 Esquema tratamiento con vibrosustitución.

Figura III-7 Pasos de ejecución de una columna de material granular. 1)

Penetración del vibrador por peso propio, las vibraciones y

algunos casos ayudado por una lanza de agua o aire. 2)

Alimentación del material granular. 3) Compactación mediante

vibración del material granular, levantando y re-introduciendo el

vibrador. 4) Ejecución de la columna completa.

Figura III-8 Evolución de la energía, la variación de volumen, la presión

intersticial y la resistencia del terreno durante la compactación

dinámica: a) en una fase, b) en varias fases. (Armijo, 1995).

Figura III-9 Distribución de puntos de compactación habitual en la CDR.

Figura III-10 Deep Mixing.

Figura III-11 Esquema de ejecución del Deep Mixing.

Figura III-12 Distintas configuraciones de tratamiento con Deep Mixing (según

la Sociedad Japonesa de Mecánica de Suelos).

Figura III-13 Método de reemplazo.

Figura III-14 Método de premezclado.

Figura III-15 Aplicación del método de premezclado.

Figura III-16 Diferentes alternativas para la disipación inmediata de la presión

intersticial.

Figura III-17 Esquema pilotes sometidos a flexiones por licuación.

Figura III-18 Esquema muro pantalla confinante bajo una estructura.

Figura III-19 Anclaje mediante pilotes de estructura enterrada.

Figura III-20 Secciones de micropilotes según armadura.

Figura III-21 Recalce con micropilotes.

Figura III-22 Recalce mediante reticulado de micropilotes.

Figura III-23 Inyecciones de impregnación.

Figura III-24 Esquema de inyección.

Tesis Doctoral


XXXIII

Figura III-25 Rango de aplicación de los distintos agentes estabilizantes

utilizados en las inyecciones de impregnación.

Figura III-26 Esquema de recalce con inyecciones de impregnación.

Figura III-27 Esquema ejecución inyecciones de fracturación.

Figura III-28 Vertebraciones en el terreno producto de la hidrofracturación.

Figura III-29 Esquema tratamiento con Jet Grouting.

Figura III-30 Jet Grouting tipo 1.

Figura III-31 Jet Grouting tipo 2A.

Figura III-32 Jet Grouting tipo 2B.


Figura III-34 Esquema tratamiento con Superjet.

Figura III-35 Jet Grouting como recalce.

Figura III-36 Inyecciones de compactación.

Figura III-37 Esquema desplazamiento y compactación del terreno circundante.

Figura III-38 Esquema de inyecciones de compactación en recalces.

Figura IV-1 Rangos aproximados de aplicación de las inyecciones de baja

movilidad.

Figura IV-2 Relación entre los parámetros de inyección y el tipo de terreno

(Al-Alusi, 1997)

Figura IV-3 Estimación relación presión límite – volumen.

Figura IV-4 Estado tensional del terreno (Método de compactación por

desplazamiento).


desplazamiento).

Figura IV-6 Relación entre el modulo de elasticidad y el tipo de terreno (a

partir de los datos de la Tabla IV-1).

Figura IV 7 Procedimiento de inyección descendente (1ra y 2da fase de

inyección) y ascendente (última fase de inyección).

Figura IV-8 Rangos granulométricos de los áridos para inyecciones de baja

movilidad (Shethji A. y Vipulanandan C., 2003)

Figura IV-9 Mezcladora “de tornillo” para morteros “secos”

Tesis Doctoral


XXXIV

Figura IV-10 Número de golpes de la prueba SPT pre y post-tratamiento en

una mejora del terreno realizada en el Kaiser Hospital en San

Francisco, California.

Figura IV-11 Relación entre el factor de reemplazo de diseño/factor de

reemplazo obtenido vs. Contenido de finos previo al tratamiento

(El-Kelesh y Masuí, 2003).


reemplazo obtenido vs. D50 (mm) previa al tratamiento (El-Kelesh

y Masuí, 2003).


reemplazo obtenido vs. Valor NSPT previo al tratamiento (El-

Kelesh y Masuí, 2003).

Figura IV-14 Relación entre ∆N/F.R. y el contenido de finos previo al

tratamiento (El-Kelesh y Masuí, 2003).

Figura IV-15 Relación entre ∆N/F.R. y D50 (mm) previo al tratamiento (El-


Figura IV-16 Relación entre ∆N/F.R. y el valor NSPT previo al tratamiento (El-


Figura V-1 Expansión de una cavidad esférica.

Figura V-3 Taladro inyectado cavidad esférica.

Figura V-2 Bulbo de inyección.

Figura V-4 Zonas elásticas y plásticas expansión cavidad esférica.

Figura V-5 Zona de influencia cavidad esférica.

Figura V-6 Expansión de una cavidad cilíndrica.

Figura V-7 Taladro inyectado cavidad cilíndrica.

Figura V-8 Zona elástica y plástica en la expansión de una cavidad esférica.

Figura V-9 Zona de influencia cavidad cilíndrica.

Figura V-11 Relación presión de inyección – movimientos en la superficie.

Figura V-12 Verificación con PLAXIS de la relación presión de inyección –

movimientos en la superficie del terreno.

Figura V-13 Distribución de movimientos en la superficie.

Tesis Doctoral


XXXV

Figura V-14 Relación presión en la cavidad expandida – Radio cavidad.

Figura V-15 Presión en la cavidad expandida – Radio en rotura.

Figura V-16 Superposición de las Figuras V-14 y V-15.

Figura V-17 Caso 1, Arena con una densidad relativa (Dr) de partida del 50%,

sin influencia del nivel freático (los puntos negros y rojos señalan

el 90 y 80% de la presión máxima y la línea discontinua la curva

correspondiente a los 20 m de profundidad).


sin influencia del nivel freático (los puntos negros y rojos señalan

el 90 y 80% de la presión máxima y la línea discontinua la curva

correspondiente a los 20 m de profundidad).


con nivel freático a 2m (los puntos negros señalan el 90% de la

presión máxima y la línea discontinua la curva correspondiente a

los 20 m de profundidad).


con nivel freático a 4 m (los puntos negros señalan el 90 de la




con nivel freático 6m (los puntos negros señalan el 90% de la




con nivel freático a 8m (los puntos negros 90% de la presión

máxima y la línea discontinua la curva correspondiente a los 20 m

de profundidad).





Tesis Doctoral


XXXVI












los 20 m de profundidad). Figura V-27 Curvas envolventes del radio máximo que puede alcanzar la

cavidad expandida en función de la profundidad, para diferentes

posiciones del nivel freático.

Figura V-28 Curvas envolventes de la presión máxima que puede alcanzar la

cavidad en función de la profundidad para diferentes posiciones

del nivel freático.

Figura V-29 Radio máximo que se podría alcanzar en la cavidad expandida

(bulbo de mortero) en función de la profundidad, para arenas con

C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%) y diferentes posiciones del

nivel freático.

Figura V-30 Presión máxima normalizada con el esfuerzo efectivo medio q´,

que se podría alcanzar en la cavidad expandida (bulbo de mortero

inyectado) en función de la profundidad, para arenas con C.F.

inferiores al 20-30% (IP<10%) y diferentes posiciones del nivel

freático.

Figura V-31 Variación con la profundidad del radio de influencia (radio

plástico) normalizado con relación al radio de la cavidad

expandida, para arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%) y

diferentes posiciones del nivel freático.

Tesis Doctoral


XXXVII

Figura V-32 Radio de la cavidad expandida Vs. Presión, que provocarían

movimientos en la superficie del terreno inyectado para arenas

con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%) y diferentes posiciones

del nivel freático.


(bulbo de mortero inyectado) en función de la profundidad, para

arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%), diferentes

posiciones del nivel freático y una sobrecarga superficial de

1kg/cm2.


que se podría alcanzar en la cavidad expandida (bulbo de

mortero) en función de la profundidad, para arenas con C.F.

inferiores al 20-30% (IP<10%), diferentes posiciones del nivel

freático y una sobrecarga superficial de 1kg/cm2.

Figura V-35 Variación con la profundidad del radio de influencia (radio

plástico) normalizado con relación al radio de la cavidad

expandida, para arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%),

diferentes posiciones del nivel freático y una sobrecarga

superficial de 1kg/cm2.


(bulbo de mortero) en función de la profundidad, para arenas con

C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%), diferentes posiciones del nivel



que se podría alcanzar en la cavidad expandida (bulbo de mortero

inyectado) en función de la profundidad, para arenas con C.F.

inferiores al 20-30% (IP<10%), diferentes posiciones del nivel


Figura V-38 Variación con la profundidad del radio de influencia (radio plástico)

normalizado con relación al radio de la cavidad expandida, para

arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%), diferentes

Tesis Doctoral


XXXVIII

posiciones del nivel freático y una sobrecarga superficial de

2kg/cm2.

Figura V-39 Variación del factor de eficacia en función de la tensión efectiva

vertical, caudal de inyección y el tipo de suelo. Figura V 40 Variación del coeficiente β en función del factor de reemplazo y la

relación de rigidez entre el mortero y el terreno.

Figura V-41 Espesor máximo de terreno licuable en que las inyecciones de

compactación pueden funcionar como refuerzo del terreno vs.

Relación profundidad / Diámetro, para un diámetro de 0.40m.







Figura VI-1 Localización del proyecto “Reconfiguración Refinería Lázaro

Cárdenas del Rio, en Minatitlán (Veracruz), México”.

Figura VI-2 Esquema ensayo de pérdida de presión (carga).

Figura VI-3 Curva granulométrica de la arena empleada en la prueba de

pérdida de presión y el huso granulométrico especificado para

este tipo de tratamiento (según Bandimere, 1997).

Figura VI-4 Localización en planta del Campo de Prueba

Figura VI-5 Detalle en planta del Campo de Pruebas

Figura VI-6 Registro sondeo S-1

Figura VI-7 Radio de la cavidad expandida en función de la profundidad

determinado a partir de los ábacos de diseño del Capítulo V.

Figura VI-8 Presión/“q´” en función de la profundidad determinado a partir de

los ábacos de diseño del Capitulo V.

Figura VI-8 Registro del sondeo S-1, señalando la zona de inyección.

Figura VI-9 Factores de seguridad frente a la licuación previos y posteriores al

tratamiento con inyecciones de compactación en Unidad

Hidrodesulfuradora de Diesel (HDS).

Tesis Doctoral


XXXIX

Figura VII-1 Localización de los reconocimientos en el emplazamiento (Miller y

Roycroft, 2004).

Figura VII-2 Registro de campo del CPT M-36 (Miller y Roycroft, 2004).

Figura VII-3 Perfil geotécnico basado en la información de los registros de los

sondeos de la exploración de campo (Miller y Roycroft, 2004).

Figura VII-4 Planta con la ubicación de los taladros en el campo de pruebas

(Miller y Roycroft, 2004).

Figura VII-5 Resistencia por punta normalizada del CPT y su distribución

estadística acumulada para los limos arenosos (Miller y Roycroft,

2004).

Figura VII-6 Resistencia por punta normalizada del CPT y su distribución

estadística acumulada para las arenas limosas (Miller y Roycroft,

2004).

Figura VII-7 Golpeos en el ensayo de penetración estándar en limos arenosos


Figura VII-8 Golpeos en el ensayo de penetración estándar en arenas limosas


Figura VII-9 Factores de seguridad obtenidos antes del tratamiento (Miller y

Roycroft, 2004).

Figura VII-10 Factores de seguridad obtenidos después del tratamiento para

una separación de taladros de 1.5m (Miller y Roycroft, 2004).

Figura VII-11 Factores de seguridad obtenidos después del tratamiento para

una separación de taladros de 1.2m (Miller y Roycroft, 2004).

Figura VII-12 Separación de taladros Vs. Resistencia por punta del CPT (O

arenas limosas y limos arenosos). Miller y Roycroft, 2004.

Figura VII-13 Mejoras obtenidas para diferentes admisiones y separaciones de

taladros en la presa Pinopolis West (Sanlley et al 1987).

Figura VII-14 Variación de la resistencia por punta del CPT (después de 18

meses) con la admisión neta en el Edificio de Sacramento (Mejia

y Boulanger 1995).

Tesis Doctoral


XL

Figura VII-15 Líneas de tendencias para diferentes valores de resistencia a la

penetración (próximo a los centros de la malla) y porcentajes de

admisiones netas (Mejia y Boulanger 1995).

Figura VIII-1 Planteamiento del nuevo método de predicción del potencial de

licuación.

Figura VIII-2 Método de evaluación del potencial de licuación desarrollado en

este trabajo de investigación.

Figura VIII-3 Tamaño máximo del bulbo inyectado en función de la profundidad,

dependiendo de la localización del nivel freático y para terrenos

sin sobrecarga superficial.

Figura VIII-4 Presión máxima en el bulbo inyectado en función del esfuerzo

efectivo medio inicial q´

+

3.2´ hv σσ

y la profundidad,

dependiendo de la localización del nivel freático y para terrenos


Figura VIII-5 Radio máximo de influencia por taladro en función del radio del

bulbo inyectado y la profundidad, dependiendo de la localización

del nivel freático y para terrenos sin sobrecarga superficial.

Figura VIII-6 Esquema de la aplicación del método de diseño para las

inyecciones de compactación desarrollado en esta investigación.

Tesis Doctoral


XLI

LISTADO DE TABLAS Tabla II-1 Factores de corrección de la resistencia a la licuación en función de

la magnitud del sismo (Seed y otros, 1983).

Tabla II-2 Energías aplicadas a las barras del SPT en función del

procedimiento empleado en distintos países (Seed y otros, 1985).

Tabla II-3 Procedimiento del SPT recomendado para usarlo en

correlaciones de licuación (Seed y otros, 1985).

Tabla II-4 Efecto del peso de la cabeza de golpeo sobre la energía

transmitida a las barras.

Tabla II-5 Efecto de la longitud de las barras sobre la energía transmitida a

ellas (Tokimatsu, 1988).

Tabla II-6 Coeficientes de corrección aproximados para los valores de n

medidos (Skempton).

Tabla II-7 Incremento equivalente de N en función del contenido de finos

(CF) (Tokimatsu y Yoshimi, 1983).

Tabla II-8 Valores de N* en función de la intensidad del sismo, según la

escala Mercalli modificada (Taiping y otros, 1984).

Tabla II-9 Valores de qc* en función de la intensidad del sismo, según la

escala Mercalli modificada. (Zhou y otros, 1980).

Tabla II-10 Susceptibilidad de licuación en limos y arenas arcillosas (Andrews y

Martín, 2000).

Tabla II-11 Factores de corrección de la resistencia a la licuación en función de

la magnitud del sismo.

Tabla II-12 Tipos generales de pruebas de penetración con cono (Baligh,

1975).

Tabla II-13 Tipos de conos cuasi-estáticos en uso (Baligh, 1975).

Tabla IV-1 Módulos de deformación obtenidos en función del volumen

inyectado y las presiones aplicadas en distintos terrenos (Al-Alusi,

1998).

Tabla VI-2 Resumen resultados del análisis de licuación.

Tesis Doctoral


XLII

Tabla VI-3 Resumen comparativo del los resultados del análisis de licuación.

Tabla VII-1 Resistencia a la penetración por punta del CPT antes y después

de las inyecciones (los valores medios están normalizados por la

tensión media de confinamiento para el estrato en cuestión).

Tabla VII-2 Resumen de casos con tratamiento mediante inyecciones de

compactación en USA.

Tesis Doctoral


XLIII

LISTADO DE FOTOGRAFÍAS

Foto I-1 Colapso de edificaciones por licuación en el terremoto de Niigata.

Foto I-2 Daños por licuación en Prince William Sound, Alaska, 1964.

Foto III-1 Compactación dinámica clásica.

Foto III-2 Cráteres producidos en la aplicación de la compactación dinámica

clásica.

Foto III-3 Compactación dinámica rápida.

Foto III-4 Detalle de la zapata que recibe los impactos en la CDR.

Foto III-5 Hinca de pilotes en un arreglo reticular.

Foto IV-1 Control asiento en Cono de Abrams (< 5 cm).

Foto IV-2 Preparación de la pelota de baseball con el mortero anteriormente

mezclado.

Foto IV-3 Vibrado de la pelota formada con movimientos de pequeña

amplitud.

Foto IV-4 Forma final de la pelota al concluir el ensayo con una mezcla que

cumple con los requisitos de cono menor de 5cm.

Foto IV-5 Bomba de pistones con mezcladora acoplada.

Foto IV-6 Extracción tubería de inyección con gatos (Armijo, 1997).

Foto VI-1 Vista aérea de la ciudad de Minatitlán, la refinería existente y la

zona de la futura ampliación.

Foto VI-2 Vista aérea de la zona de la ampliación de la refinería.

Foto VI-3 Prueba de control del mortero (cono de Abrams de 4.5 cm).

Foto VI- 4 Camión hormiguera y bomba utilizada en el ensayo.

Foto VI-5 Tuberías de acero utilizada en los ensayos.

Foto VI-6 Tuberías de acero y mangueras de gomas utilizadas en los

ensayos.

Foto VI-7 Equipo utilizado para la perforación e inyección de mortero.

Foto VI-8 Bulbos de mortero obtenido en el taladro excavado.

Foto VI-9 Bulbos de mortero del taladro inyectado.

Tesis Doctoral


XLIV

Foto VI-10 Bulbo de mortero excavado (diámetro medio de 60 cm)

correspondiente al tramo inyectado entre 7 - 7.5 m.

CAPITULO I

INTRODUCCIÓN

CAPITULO I- INTRODUCCIÓN

Mejora de terrenos potencialmente licuables por inyecciones de compactación

3

I-1 PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA

La licuación o licuefacción es uno de los más importantes, interesantes y

controversiales temas en la ingeniería geotécnica. Sus efectos devastadores

provocaron la atención de los ingenieros geotécnicos desde los terremotos de

Alaska (USA) y Niigata (Japón), ambos ocurridos en 1964 y con magnitudes

superiores a 7.5 (Fotos I-1 y I-2).

Foto I-1 Colapso de edificaciones por licuación en el terremoto de Niigata.



4

Foto I-2 Daños por licuación en Prince William Sound, Alaska, 1964.

El comportamiento de los suelos ante los efectos de sismos ha sido estudiado

desde hace muchos años, debido a que se ha observado que los daños

resultantes de la ocurrencia de terremotos pueden ser influidos, de diversas

maneras, por las características del terreno en una determinada área.

Pero el tema de la licuación de suelos es muy complejo, porque intervienen

muchas variables. Debido a ello, las condiciones en que los suelos granulares

pierden una parte significativa de su resistencia, bajo la acción de un sismo, no

han sido completamente comprendidas y, en consecuencia, representan un

magnífico campo de investigación.

Al mismo tiempo, es importante resaltar, que la gran mayoría de

investigaciones realizadas sobre este tema, se han basado en datos o



5

estudios que no han tenido en cuenta la presencia de algún tipo de obra en la

superficie del terreno. Por ello, es conveniente estudiar el problema incluyendo

la tensión efectiva real y no solo la sobrecarga inicial por el peso del terreno

que gravita sobre la capa de suelo analizada.

También cabe señalar, que a pesar de que en los últimos años no se han

producidos evidencia de casos de licuación en España, existen antecedentes

históricos al respecto, por lo cual es aconsejable tomar en cuenta este

fenómeno en diversos lugares de la península, donde se verifique la existencia

de suelos arenolimosos sueltos por debajo del nivel freático, unidos a

intensidades notables en los terremotos previsibles. Además, es un problema

que siempre se debe tener presente en el ámbito de obras portuarias, con

rellenos ganados al mar, compuestos por materiales granulares depositados

con densidad baja a media.

Partiendo de las premisas expuestas, se considera de mucho interés llevar a

cabo un estudio sobre el comportamiento dinámico de los suelos granulares

finos, poniendo especial atención y énfasis en el fenómeno de licuación de

suelos, los factores que influyen en su generación, la revisión y actualización

tanto de los criterios para su predicción, así como de los métodos de mejora del

terreno para su mitigación y dentro de ellos, aquellos que son aplicables a

terrenos con obras existentes.

Dentro de los métodos de mejora del terreno cuyo objetivo es la densificación,

se hará énfasis en las inyecciones de compactación, tanto por la novedad de

su aplicación (permitiendo tratar terrenos bajo estructuras existentes) como por

las posibilidades que entrarían de cara al problema de la licuación (sustitución

parcial, compactación, refuerzo y precarga).

Para ello esta tesis se dirigirá, también, al estudio de esa técnica de mejora del

terreno y a su análisis (tanto práctico como teórico, a través de simulaciones



6

analíticas) con el fin de deducir reglas prácticas, para aplicar dicha técnica a la

mejora del comportamiento de suelos potencialmente licuables.

I- 2- ESTADO ACTUAL DEL PROBLEMA

I- 2-1 Estado actual del estudio del potencial de licuación

El estudio del potencial de licuación se puede abordar mediante dos métodos:

a- Los métodos basados en ensayos “in situ”. b- Los métodos basados en ensayos de laboratorio.

Estos últimos presentan inconvenientes asociados al hecho de que las muestras que se utilizan en los ensayos no son realmente inalteradas, debido a que siempre resultan afectadas por el proceso de extracción, y por otro lado los equipos de laboratorio disponibles, no permiten reproducir adecuadamente las condiciones de esfuerzo y de frontera que tiene el suelo "in situ". Por lo comentado, ha habido en los últimos años una tendencia hacia los métodos del primer tipo, es decir, los basados en correlaciones entre el comportamiento observado en sismos previos y las propiedades del terreno determinadas mediante ensayos de campo. Sin embargo, la evaluación del potencial de licuación con un grado de suficiente aproximación, utilizando estos métodos no es un problema sencillo. En efecto, dicha evaluación involucra un número importante de variables, dependientes del terreno y del sismo considerado, cuya influencia es tenida en cuenta de distinto modo según el método de análisis aplicado. A causa de lo expuesto resulta complicado, en la mayor parte de los casos, establecer cuál es el método más apropiado. Esto hace que el problema tenga que se tratado por auténticos expertos, sobre todo en los casos límites, y que no hay programas informáticos convencionales, de tipo determinístico, para resolverlo.



7

Más aún, estos métodos basados en ensayos “in situ”, se alimentan a partir de la información de campo disponible en lugares donde se han producido sismos, por lo tanto, deben ser actualizado con frecuencia. Por otro lado, una vez confirmada la probalidad de ocurrencia de licuación en una determinada zona, sus efectos se pueden mitigar de dos puntos de vista distintos. Por un lado, se pueden modificar las condiciones del terreno de tal manera que se evite su ocurrencia, mientras que por otro, se pueden atacar las consecuencias originada por la misma. Debido a la dificultad a la hora de poder predecir los daños potenciales que podría causar la licuación, es preferible mitigarla con los métodos orientados evitar su ocurrencia. Dentro de estos métodos, los que son aplicables a obras nuevas están bastante estudiados, y con ellos se han obtenidos resultados satisfactorios. No existiendo el mismo nivel de conocimiento en el caso de las aplicaciones a obras ya ejecutadas. I- 2-2 Estado actual del estudio de las inyecciones de compactación Las inyecciones de compactación constituyen una técnica muy económica y

flexible, que permite la mejora de terrenos potencialmente licuables a partir de

una inyección de mortero seco a presión. Esta técnica aplica el desplazamiento

del terreno mismo para producir la mejora. Su utilización como método de

mitigación de licuación es relativamente reciente (desde hace unos 25 años).

A pesar de que la aplicación de esta técnica es, relativamente, un concepto

sencillo, envuelve todas las complejidades de la mecánica de suelos, reología

del mortero, perforación, bombeo y la experiencia de quien la ejecuta. La

manera y el grado en que dichos factores son manejados determinan el éxito o

fracaso de un proyecto dado.



8

Hoy en día, el diseño con tratamientos de inyecciones de compactación se

aborda generalmente mediante métodos empíricos, los cuales se basan en las

experiencias obtenidas, que se encuentran publicadas en decenas de artículos

técnicos. Estos criterios empíricos de diseño son fáciles de seguir, pero al

mismo tiempo no son predictivos y en muchos casos no garantizan alcanzar los

objetivos fijados.

Debido a lo anterior, el estudio de las inyecciones de compactación representa

un excelente campo de investigación, sobre todo si se orienta al desarrollo de

un método práctico de diseño, tomando en cuenta su aplicación bajo cualquier

condición, inclusive debajo de edificaciones u obras existentes.

I- 3 OBJETIVOS DE LA INVESTIGACIÓN

Esta tesis tiene como objetivo fundamental desarrollar un método que permita

mitigar el potencial de licuación, en terrenos donde existan obras edificadas, a

partir de:

1- Revisión de los diferentes métodos de predicción existentes para la

evaluación del potencial de licuación basados en ensayos “in situ”,

estudiando la manera en que tienen en cuenta las variables implicadas en

el problema.

2- Planteamiento un nuevo método de predicción basado en CPT.

3- Estudio de los diferentes métodos de mejora del terreno para mitigar el

potencial de licuación, incluyendo aquellos cuya aplicación está orientada

a terrenos con obras existentes.

4- Estudio de las inyecciones de compactación como método de

densificación y refuerzo del terreno, con el objetivo de mitigar el potencial,

tomando en cuenta su aplicación en terrenos con obras existentes.

5- Estudio teórico de las inyecciones de compactación.



9

6- Desarrollo de un método de diseño, basado en el estudio teórico

comentado en el punto anterior.

I- 4 ALCANCES DE LA INVESTIGACIÓN

Bajo el nombre de licuación de suelos se engloban una serie de fenómenos y

no un único fenómeno. Debido a ello resulta conveniente destacar los alcances

de esta investigación:

1- Se estudia el fenómeno de licuación de los suelos granulares finos, sin

gravas, tomando en cuenta el efecto de la tensión efectiva vertical real

existente en el terreno.

2- Obtener un método de predicción del fenómeno de licuación basado en

ensayos de CPT.

3- Estudiar las técnicas de mejora del terreno para prevenir la ocurrencia

de la licuación.

4- Dentro de las técnicas de mejora del terreno, se hará énfasis al estudio

de las inyecciones de compactación, incluyendo su aplicación en obras

existentes.

I- 5 METODOLOGIA PROPUESTA

La metodología de investigación planteada es la siguiente:

a- Análisis del fenómeno de licuación de suelos y los factores que influyen

en su ocurrencia

b- Revisión y estudio de los métodos existentes para evaluar el potencial

de licuación de los suelos basados en ensayos “in situ”.

c- Realización de una base de datos con todos los casos documentados

existentes sobre el comportamiento observado de los suelos arenosos



10

en sismos pasados y sus propiedades, determinadas mediante ensayos

in situ (CPT y SPT) y de laboratorio (granulometría y límites de

Atterberg).

d- Revisión y estudio de los métodos de mejora de terrenos potencialmente

licuables.

e- Revisión y estudio del método de las inyecciones de compactación como

mitigación del potencial de licuación.

f- Estudio de las herramientas disponibles dentro del campo de la

ingeniería, para realizar un estudio analítico de las inyecciones de

compactación y obtener un método de diseño práctico, que incluya la

posibilidad de tener en cuenta la presencia de alguna edificación en la

superficie del terreno.

g- Análisis sobre la efectividad de los tratamientos con inyecciones de

compactación, en la mitigación del potencial de licuación.

CAPITULO II

LICUACION DE SUELOS

CAPITULO II- LICUACIÓN DE SUELOS


12

II INTRODUCCIÓN En este capítulo se estudia el comportamiento dinámico de los suelos granulares finos saturados, con particular énfasis en el fenómeno de licuación de los mismos ante la acción de sismos.

Para ello, se analizan en primer lugar los efectos de los sismos sobre este tipo de

suelos, es decir, los cambios de volumen (densificación) y la reducción de la

resistencia al esfuerzo cortante (aumento de la presión de poro).

A continuación se describe el fenómeno de licuación de suelos y se evalúan los

factores principales que influyen en su ocurrencia. Dichos factores comprenden a

las características de los suelos (propiedades índice y de estado), sus condiciones

iniciales de esfuerzo y de deformación, y las características de la solicitación

(sismos).

Posteriormente, se realiza una descripción detallada del estudio del fenómeno de licuación mediante técnicas de laboratorio, mediante una revisión de los estudios experimentales llevados a cabo hasta la fecha por diferentes investigadores, utilizando diversos aparatos (triaxial cíclico, corte cíclico, mesa vibradora y ensayos centrífugos). Las limitaciones de los equipos de laboratorio y las perturbaciones originadas por el proceso convencional de toma de las muestras y el alto costo de la toma mediante el método especiales (congelación), hacen más aconsejables el uso de los métodos de predicción basados en ensayos “in situ”. Dichos métodos estudian el fenómeno de licuación a partir del comportamiento observado en terremotos anteriores, apoyándose en correlaciones empíricas de algunas características de los suelos, obtenidas mediante pruebas de campo, con el comportamiento de los mismos observado en sismos previos. Dentro de estos métodos se presta especial atención a aquellos basados en resultados de ensayos de penetración (SPT y CPT).



13

Finalmente, se desarrolla un nuevo método de predicción del potencial de licuación basado en los ensayos de CPT, para el cual se ha utilizado una base de datos, con más de 500 casos documentados, correspondientes a sismos de distintas magnitudes localizados en diversos lugares del mundo. II-1- FENOMENOS INDUCIDOS POR LOS SISMOS EN LOS SUELOS

GRANULARES FINOS Dos de los principales fenómenos que los sismos pueden inducir en los suelos granulares finos son los cambios de volumen y la reducción de la resistencia al esfuerzo cortante. Dichos fenómenos se analizan brevemente en los dos apartados siguientes. II-1-1 Cambios de volumen (densificación-asientos) La aplicación de carga cíclica a una muestra de arena trae como resultado el cambio progresivo de volumen, aún en el caso de arenas densas, las cuales se comportan como dilatantes bajo carga unidireccional o monotónica; en el caso de medios granulares sueltos el comportamiento es contractivo. Varias técnicas, tanto de laboratorio como de campo, se han desarrollado para estudiar este fenómeno. Estudios basados en ensayos de corte simple y mesas vibradoras, con niveles de aceleración y amplitudes de deformación semejantes a los esperados en temblores intensos, han mostrado que la amplitud de deformación, la compacidad relativa y el número de ciclos de carga son los principales factores que gobiernan la densificación de suelos granulares secos o saturados bajo condiciones drenadas. A partir de los resultados de los ensayos citados (Figuras II-1 a II-5), se puede concluir que los aspectos más importantes relacionados con los cambios de volumen de suelos granulares son los siguientes:

a) Los esfuerzos cortantes cíclicos constituyen el medio más efectivo de densificación.



14

b) Para una densidad dada, la intensidad de la aceleración es un parámetro significativo que afecta la velocidad y magnitud de la densificación.

c) A mayores esfuerzos verticales, la magnitud de la densificación resulta menor.

d) A igualdad de desplazamientos cortantes, la reducción de volumen aumenta con el número de ciclos de carga aplicados.

e) La densificación sería, aparentemente, independiente de la frecuencia del movimiento.

f) Con base en los resultados obtenidos a partir de pruebas en mesa vibratoria, Figura II-1, se infiere que en la medida que se incrementa la aceleración vertical, se incrementa el peso volumétrico hasta un valor máximo, después del cual el peso volumétrico tiende a disminuir en la medida que se incrementa la aceleración.



15

Figura II-1 Efecto de la intensidad de la aceleración vertical sobre la densificación de

arenas en pruebas de mesa vibratoria (D´Appolonia y D´Appolonia, 1967).



16

Figura II-2 Efectos de la intensidad de la aceleración vertical y esfuerzo de

confinamiento sobre la densificación de arena seca de Ottawa en pruebas de mesa vibratoria (Whitman y Ortigosa, 1968)



17

Figura II-3 Efectos de la intensidad de la aceleración y esfuerzo de confinamiento

sobre la relación de vacíos de arena seca de Ottawa en pruebas de vibración cortante (Youd, 1970)



18

Figura II-4 Compactación vs. Historia esfuerzo-deformación en una prueba drenada de

esfuerzo cortante cíclico sobre arena de Ottawa C-119 (Youd, 1972).



19

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20

II-1-2 Reducción de la resistencia al esfuerzo cortante (aumento de la presión de poro-licuación)

Cuando la tendencia a la reducción de volumen de un suelo granular saturado, citada en el punto anterior, ocurre en condiciones tales que la expulsión rápida del agua de los poros está fuertemente restringida, se desarrollan presiones de poro positivas. La magnitud del incremento de presión de poro depende de la magnitud del cambio de volumen que el suelo tiende a sufrir y del grado de restricción al flujo de agua que ocurre en la masa del suelo, y puede prácticamente igualar a la presión efectiva de confinamiento actuante sobre la misma. De cualquier modo, por el principio de los esfuerzos efectivos, la resistencia del suelo se reduce proporcionalmente al incremento de presión de poro y, en el caso extremo, se anula dando lugar al fenómeno de licuación. Una fuerte restricción al flujo de agua puede deberse a la baja permeabilidad del suelo mismo, o a su confinamiento parcial o total por otros materiales menos permeables. Estas dos últimas causas, determinadas exclusivamente por las restricciones de frontera, son las que hacen tan difícil dilucidar si, en el campo, una masa de suelo es susceptible de licuarse en ciertas condiciones de excitación. En consecuencia, el desarrollo de licuación en el laboratorio, en muestras no drenadas, es requisito necesario pero no suficiente para la ocurrencia de licuación del mismo suelo en el campo. De lo expresado en el punto anterior en relación con los cambios de volumen de un suelo granular sujeto a vibraciones, se deduce que, en condiciones no drenadas, prácticamente cualquier suelo es susceptible de sufrir pérdida transitoria parcial o total de resistencia, si la excitación es de intensidad suficiente. Sin embargo, las aceleraciones de tipo sísmico generalmente son tales que los suelos de compacidad relativa superior a cierto valor son prácticamente inmunes a la licuación (ver como ejemplo la Figura II-2).



21

II-2 LICUACION DE SUELOS II-2-1 Descripción del fenómeno La licuación es el fenómeno en el cual la resistencia y la rigidez de ciertos suelos, son reducidas por la acción sísmica u otro tipo de carga rápida. La licuación y fenómenos relacionados a ella, han sido responsables de grandes daños en sismos históricos en todo el mundo. Esta ocurre en suelos teóricamente saturados, es decir, suelos cuyos espacios entre las partículas individuales que lo componen, están completamente llenos de agua. De acuerdo con lo expresado en los apartados II-1.1 y II-1.2, se puede afirmar que es un hecho experimental bien establecido que la aplicación de una carga cíclica a una muestra de arena, seca o saturada en condiciones drenadas, ocasiona un reacomodo de los granos del suelo que da como resultado una contracción o densificación volumétrica. Esta contracción explica el incremento de la presión de poro en suelos saturados en condiciones no drenadas o parcialmente drenadas, lo que reduce el esfuerzo efectivo medio a valores tales que hacen que el suelo tenga fallas parciales o totales. En un caso límite, el suelo puede fluir con resistencias prácticamente nulas, produciéndose el fenómeno de la licuación. Los primeros estudios cuantitativos de este fenómeno pertenecieron, originalmente, al análisis estático de taludes naturales en las márgenes del río Mississippi. Estos habían presentado un comportamiento inestable, provocado por la subida gradual del nivel freático y en algunos casos fluctuaciones en el nivel de marea, modificando las redes de filtración del terreno. A causa de estas variaciones se producían deslizamientos, y el mismo se detenía cuando el ángulo del talud había alcanzado unos escasos grados. Para explicar este fenómeno Casagrande (1916) propuso el concepto de “Relación de vacío crítica”. Posteriormente, se realizó un estudio extensivo de numerosos deslizamientos a lo largo de la rivera del río Mississippi. El Cuerpo de Ingenieros de los Estados Unidos desarrolló métodos empíricos con el objetivo de evaluar la ocurrencia de estos deslizamientos. Durante los últimos 40 años, el estudio de este fenómeno se ha extendido incluyendo el



22

comportamiento del suelo bajo acciones cíclicas ocasionada por vibraciones sísmicas. Aún cuando el resultado final (pérdida de la resistencia del suelo) es el mismo (si éste es causado por una acción dinámica o estática), la tensión de corte que provoca la disminución de la resistencia del suelo bajo condiciones de carga cíclica es mucho menor que la necesaria para causar el mismo efecto bajo condición de carga estática. Habría que resaltar, que se producirá licuación solo en aquellos suelos donde su resistencia residual (concepto explicado en los puntos II-3-1 y II-3-2) es menor que la tensión tangencial estática actuante, con anterioridad a la ocurrencia de un sismo o la aplicación de otra tipo de carga rápida. Se llama movilidad cíclica (Casagrande, 1976), al fenómeno de licuación muy limitada, provocado por cargas cíclicas. Ocurre en suelos con compacidad relativa alta, con una resistencia residual mayor que la tensión tangencial estática actuante. Las deformaciones debido a la movilidad cíclica se desarrollan de manera incremental debido a que actúan simultáneamente las tensiones estáticas y dinámicas. Las evidencias superficiales más comunes de la ocurrencia del fenómeno de licuación son:

• Los "volcanes de arena". • Las grietas en el terreno. • Las pérdidas de capacidad portante. • Los movimientos laterales. • Las oscilaciones horizontales del terreno. • Las fallas de taludes por flujo del terreno.



23

II-2-2 Factores que directamente influyen en la ocurrencia del fenómeno de la licuación

Los factores más importantes, basados principalmente en evidencia experimental de laboratorio, pueden agruparse en las tres categorías que se presentan a continuación: 1- Propiedades índice y de estado de los suelos. 2- Condiciones iniciales de esfuerzo y de deformación. ⋅ 3- Características de la solicitación. Algunos de estos factores, son difíciles de controlar, de manera precisa, en los ensayos de laboratorio e imposible de evaluar fidedignamente en el campo. II-2-2-1 Propiedades índice y de estado de los suelos En esta categoría se ubican características geotécnicas tales como:

Tipo de suelo En general los suelos uniformemente graduados son más susceptibles de licuarse que los bien graduados. Dentro de los primeros, las arenas finas se licuan más fácilmente que las gravas o suelos arcillosos aluviales.

En suelos bien graduados, al reacomodarse las partículas más pequeñas (llenando los huecos dejados por las partículas más grandes) bajo condiciones drenadas, se produce un menor cambio de volumen, y por ende, un menor incremento en la presión intersticial bajo condiciones no drenadas. Evidencias en sismos recientes revelan que en la mayoría de casos de licuación han estado involucrados suelos uniformemente graduados.



24

La forma de las partículas del suelo también puede ser un factor de influencia. Suelos con partículas de forma redondeadas tienden a densificarse más fácil que los con partículas de forma angulosa. Las partículas de forma redondeadas frecuentemente tienen origen fluvial o aluvial, en donde es común encontrar depósitos de suelos flojos saturados, siendo usualmente la susceptibilidad a la licuación alta.

Se pueden establecer límites en las curvas granulométricas definiendo fronteras que separan los suelos licuables de los no licuables (Figura II-6). La frontera inferior, condicionada por el tamaño de las partículas, muestra la influencia del contenido de finos en la disminución de la tendencia del suelo a densificar. Los finos plásticos hacen más difícil la liberación de las partículas de arena para moverse unas con respecto a otras, buscando un arreglo más denso (National Research Council, 1985). Por lo tanto, el contenido de finos es un elemento importante en la ocurrencia o no de licuación y éste ha sido tomado en cuenta en los métodos de predicción “In Situ”. La frontera superior es significativa, porque está asociada a la permeabilidad de materiales más gruesos. De esa manera, incrementando la permeabilidad, se incrementa la capacidad de drenaje, por ende, la velocidad con que se pueden disipar las presiones intersticiales.

En la Figura II-6, también, se puede observar las envolventes de las curvas granulométricas correspondientes a suelos que se han licuado en sismos previos.

Compacidad relativa (Cr) - relación de vacíos (e)

Una arena suelta es más susceptible de licuarse que una arena densa. En sismos previos, se han licuado suelos cuya compacidad relativa o densidad relativa (Cr) era del orden del 50 por ciento o menor (indicativa de alta susceptibilidad a cambios de volumen). Por el contrario, en arenas con una Cr del orden del 70 por ciento o mayor, no se produjo este fenómeno. En la Figura II-7 se ilustra el concepto de compacidad relativa.



25

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26

La densidad relativa puede ser reproducida aproximadamente en

laboratorio usando muestras reconstruidas, sin embargo, en situaciones

típicas de campo, donde el suelo tiene estratificaciones complejas, ésta

aproximación pierde su significado.

Con base en información de campo tomada del terremoto de Niigata

(1964), Keshida (1969) concluyó que suelos con densidades relativas

mayores al 75% no licuarán. No obstante, puede ocurrir movilidad cíclica

(pérdida temporal de la resistencia), inclusive en suelos con una densidad

relativa de hasta el 100%. La movilidad cíclica es producida por

deformaciones tangenciales que ocurren antes de que se produzcan una

distribución en la presión intersticial o alguna vía preferente de drenaje

(Castro y Poulos, 1976).

Estructura

Una prueba fehaciente sobre la influencia de este factor es el hecho de que diversos investigadores han encontrado que el método de preparación de la muestra (y en consecuencia la estructura), puede afectar el valor de la relación de esfuerzos cíclicos (σdc/2σc) que provoca la licuación hasta en un 200 % (Ladd, 1976 y 1977; Mulilis y otros, 1975 y 1977).



27

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28

II-2-2-2 Condiciones iniciales de esfuerzo y de deformación Corresponden a las características de la historia previa de esfuerzos o de deformaciones que ha soportado el suelo, como por ejemplo:

Esfuerzo confinante inicial

La susceptibilidad a la licuación disminuye al aumentar el esfuerzo confinante. Los ensayos de laboratorio han permitido comprobar que para una misma relación de vacíos inicial, el esfuerzo cortante requerido para comenzar la licuación bajo condiciones de carga repetida, se incrementa con el aumento de la presión de confinamiento (Figuras II-2 y II-3).

Debido a lo anterior, y a las evidencias de campo con que se cuenta, se puede decir que difícilmente se presenta el fenómeno de licuación a profundidades superiores a los 20 metros.

Dada la dificultad de estimar el confinamiento lateral en campo, la tensión

efectiva vertical es usada para definir el nivel de confinamiento. En la

bibliografía existen muchas investigaciones (Seed y Peacock, 1971) en

donde se trata la relación entre la tensión lateral y vertical (K0), y de aquí

que, la veracidad de esta relación revierte mucha importancia.

Se ha encontrado que la tensión tangencial requerida, para causar

licuación, en muestras de arena, con densidad relativa menor al 70% varía

linealmente con el nivel de tensión confinante (Seed y Lee, 1966, y

Peacock y Seed, 1968). Por lo tanto, es conveniente normalizar el efecto

del nivel de tensiones tangenciales con el valor del esfuerzo confinante

inicial.



29

Lapso de esfuerzo sostenido

Experiencias de laboratorio indican que muestras idénticas sometidas a cargas sostenidas por períodos que variaron de 0,1 a 100 días antes del ensayo, sufrieron en función del tiempo, aumentos de hasta un 25 por ciento en el valor de la relación de esfuerzos cíclicos que produce licuación. Lo anterior se debe a que aparentemente, para un mismo volumen, con el tiempo se hace más fuerte el contacto entre las partículas.

Los resultados mencionados en el párrafo precedente, permiten afirmar que el efecto de la edad del depósito es un factor importante a tener en cuenta. Además, debido a la enorme diferencia de escalas de tiempo entre laboratorio y campo, se puede suponer una mayor diferencia que la del 25 % mencionada arriba.

Historia previa de deformaciones

Este importante factor fue señalado por primera vez por Finn, Bransby y Pickering (1970), quienes comprobaron por medio de experiencias en laboratorio, que las características del fenómeno de licuación es influido por la historia previa de deformaciones. Por otro lado, los resultados de experimentos en los cuales muestras de arena se sometieron previamente a una serie de vibraciones de pequeña amplitud, permitieron a Seed, Mori y Chan (1975) verificar que por efecto de la historia sísmica se incrementa considerablemente la resistencia a la licuación (Figura II-8). En otras palabras, de acuerdo con la evidencia experimental con que se cuenta, se puede afirmar que para un número de ciclos dados, las muestras de arena sometidas a perturbaciones previas que inducen esfuerzos o deformaciones de bajo nivel, requieren una relación de esfuerzos cíclicos mayor para licuarse.



30

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31

Historial previo de tensiones

El historial previo de tensiones ha sido de mucho interés en estudios de

licuación. Finn, Bransby y Pickering (1970) presentaron los resultados de

ensayos de laboratorio, en donde se mostraba que una muestra que

previamente ha licuado, es susceptible a licuar de nuevo. Una muestra de

arena, con una densidad relativa del 50% y una presión de confinamiento

inicial de 200 KN/m2, fue sometida a carga cíclica con inversión de la

tensión tangencial. La muestra primeramente experimentó una deformación

de flujo limitada o movilidad cíclica, en la parte de extensión del ensayo en

el ciclo número 25.

Esta muestra se siguió sometiendo a ciclos adicionales, en los cuales se

volvió a licuar, fluyó y luego se estabilizó. Después de 29 ciclos de carga, a

la muestra se le permitió drenar, y fue reconsolidada bajo una presión

radial de 200 KN/m2, la cual le produjo un incremento en la densidad

relativa del 50% al 60%. En la continuación del ensayo (aplicación de la

carga cíclica), la muestra experimentó una re-licuación durante el segmento

extensión del primer ciclo de carga, a pesar del incremento de la densidad

relativa. Basado en este estudio, se podría establecer que el número de

ciclos requerido para causar licuación es substancialmente reducido por

episodios previos de licuación. Hay que tener en cuenta el criterio ingenieril

a la hora de evaluar el potencial de licuación en los lugares donde

anteriormente se haya producido.



32

II-2-2-3 Características de la solicitación

Magnitud del esfuerzo repetido

Cualquier suelo granular con una relación de vacíos mayor que la mínima es

susceptible de sufrir pérdida parcial o total de resistencia, si la excitación es

de intensidad suficiente.

Los terremotos generan componentes de la aceleración y por ende

tensiones en las tres direcciones principales. La tensión más crítica, desde

el punto de vista de la licuación, surge de la propagación vertical de las

ondas tangenciales horizontales. La componente vertical no se considera

de importancia, porque son de naturaleza dilatante y serán completamente

absorbidas por la presión intersticial.

Evidencias de campo (Seed e Idriss, 1970) demuestran que arenas sueltas han resistido sismos de poca intensidad (aceleración superficial máxima, amáx = 0,05 g) y se han licuado ante la acción de sismos intensos (amáx = 0,16 g). De lo anterior se desprende que la resistencia a la licuación decrece al aumentar la magnitud del esfuerzo cíclico aplicado (Figuras II-1, II-2 y II-3).

Número de ciclos de esfuerzo

A través de estudios de laboratorio, se ha podido observar que en una muestra sujeta a carga repetida, con un nivel de esfuerzo o de deformación definido, el inicio de la licuación dependerá de la aplicación de un número de ciclos de esfuerzo adecuado a cada caso (Figura II-4). Esto tuvo su confirmación “in-situ”, durante el terremoto de Alaska de 1964, ya que allí los deslizamientos ocurrieron después de 90 segundos de comenzado el sismo.



33

II-2-3 Factores que indirectamente afectan la ocurrencia de licuación

Existen una serie de parámetros del terreno, los cuales no están relacionados

con el proceso de licuación de manera directa, pero influyen en el potencial de

ocurrencia de la misma. Estos son parámetros de respuesta del terreno, los

cuales dictan, la manera como el suelo responderá a las tensiones aplicadas.

Por ejemplo, los cambios volumétricos, y por ende, el potencial de licuación

puede ser relacionado con los niveles de deformación tangencial que el suelo

experimenta (Martin, Finn y Seed, 1975) y, estos a su vez, con la rigidez

tangencial o el modulo de rigidez de un suelo bajo un específico nivel de carga.

Los movimientos sísmicos pueden ser amplificados o atenuados, dependiendo

de las características del perfil del terreno y su interacción con el contenido de

frecuencias del sismo (propagación vertical de las ondas transversales), las

cuales depende directamente de los valores de la rigidez y del

amortiguamiento.

Se ha constatado que el modulo de rigidez tangencial (G) crece con la

densidad y la tensión confinante, y disminuye con la magnitud de las

deformaciones tangenciales. Los coeficientes de amortiguamiento, por otro

lado, crecen con las deformaciones tangenciales y parecen disminuir con el

incremento de la tensión confinante y la densidad.

II-2-4 Recapitulación

La licuación es el fenómeno en el cual la resistencia y la rigidez de ciertos suelos, son reducidas por la acción sísmica u otro tipo de carga cíclica rápida. Es bien sabido, que si a una muestra de arena suelta se somete a vibraciones, ésta tiende a reducir su volumen, buscando un estado más denso, por ende una condición más estable.



34

Si dicha muestra está saturada y además se encuentra condiciones no drenadas, al ser sometidas a vibraciones, se producirá un incremento en la presión intersticial, pudiendo ésta llegar ser igual o superior a la tensión efectiva vertical, produciéndose el fenómeno de la licuación. Dicho fenómeno lleva asociado deformaciones de consideración. Existen una serie de factores que afectan de manera directa o indirecta la ocurrencia de este fenómeno, de los cuales se podrían destacar las propiedades índices y de estado del terreno, las condiciones iniciales de esfuerzo y de deformación, y las características de la solicitación. Con la finalidad de obtener una visión más completa de los mecanismos, bajo los cuales se iniciaba el fenómeno de la licuación, al mismo tiempo de desarrollar criterios que permitiera determinar el potencial de licuación durante la ocurrencia de sismos, surgió la necesidad de investigar el comportamiento de arenas saturadas mediante ensayos de laboratorio. Debido a lo anterior, el apartado II-3 se dedica a la descripción de los ensayos de laboratorio utilizados para el estudio de la licuación.

II-3 ESTUDIOS EXPERIMENTALES DE LICUACION DE SUELOS

II-3-1 Observaciones experimentales en pruebas drenadas

El comportamiento de tres muestras de arena saturada sometidas a

compresión triaxial se ilustra en la Figura II-9. Los ensayos se llevaron a cabo

consolidando las probetas a una misma presión, y aplicando los esfuerzos

cortantes en condiciones de drenaje libre (prueba consolidada-drenada). Cada

una de las muestras se formó con una relación de vacíos diferente y sus

estados iniciales van desde suelto hasta denso. En la parte superior de la figura

se presentan las curvas esfuerzo-deformación. La curva obtenida al ensayar el

espécimen denso indica que es más rígido y resistente que los otros dos;

además, después de que el esfuerzo desviador alcanza un máximo, se

manifiesta una reducción de resistencia.



35

Figura II-9 Comportamiento de arenas, ensayadas en pruebas triaxiales consolidadas

drenadas (Ovando, 1996).

Las características de la curva del espécimen suelto, permiten afirmar que es el

menos rígido y resistente. En la curva correspondiente, no se define un valor

pico para el esfuerzo desviador. La curva que se obtuvo del ensayo en la

probeta medianamente densa tiene un pico menos pronunciado que el que se

aprecia en la curva para un material denso.

En la parte b de la figura se muestra la relación de vacíos en función de la

deformación axial. Como se ve, la muestra densa aumenta de volumen

conforme se le aplican los esfuerzos cortantes; la muestra de densidad media

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Ángulo de fricción a volumen constante



36

primero se contrae ligeramente y después dilata; la muestra suelta sólo

experimenta reducciones de volumen.

Cuando se han generado deformaciones axiales suficientemente grandes, el

volumen de los especimenes tiende a permanecer constante y, como se

aprecia en la figura (parte b), la relación de vacíos que alcanza las tres

muestras es aproximadamente la misma, independientemente de su

compacidad inicial. La relación de vacíos de las muestras al final de los

ensayos es la llamada relación de vacíos crítica (Casagrande 1936). De lo

anterior se concluye que si una probeta de arena se forma con una relación de

vacíos mayor que la crítica, la aplicación de esfuerzos cortantes provocará

reducciones de volumen y cuando el material moviliza su resistencia máxima,

las deformaciones crecen indefinidamente, sin que el volumen de la muestra

sufra cambios posteriores.

Es interesante observar el comportamiento de las muestras en términos de sus

trayectorias de esfuerzo, ya que movilizan ángulos de fricción diferentes

cuando alcanzan su resistencia máxima, como se aprecia en la Figura II-9c. Sin

embargo, cuando llegan a su condición última, el ángulo movilizado es

prácticamente el mismo, sin importar su relación de vacíos inicial. A éste se le

ha denominado ángulo de fricción a volumen constante pues hacia el final de la

historia de cargas, ya no hay cambios de volumen.

Si se repite el experimento y se ensayan otras tres probetas formadas con

densidades iniciales diferentes, pero ahora consolidadas con una presión de

confinamiento menor, su relación de vacíos critica al final del ensayo será

mayor. Por el contrario, si se utiliza una presión de consolidación más grande,

la relación de vacíos critica seria menor. De aquí se concluye que la relación de

vacíos crítica depende únicamente de los esfuerzos efectivos empleados para

consolidar las muestras. Como se ve en la figura II-10, las relaciones de vacío

críticas definen una línea en el ensayo log. p´-e llamada relación de vacíos



37

p'

e

crítica.

Figura II-10 Línea de relación de vacíos crítica (Ovando, 1996).

II-3-2 Observaciones experimentales bajo condiciones no drenadas

Si los ensayos se llevan a cabo sin permitir el drenaje el comportamiento es el

de la Figura II-11. La muestra densa inicialmente se contrae, pero a un

pequeño nivel de deformaciones dilata, generando presiones de poro

negativas, incrementando la tensión efectiva de confinamiento y a su

resistencia. La muestra ensayada en un estado muy suelto sólo genera presión

de poro positiva, en la curva tensión-deformación de esta última se define un

máximo después del cual, la presión de poro continúa aumentando, hasta que

a deformaciones grandes tiende a mantenerse constante. Después de la

tensión tangencial máxima, los aumentos de presión de poro posteriores

producen reducciones en las tensiones normales efectivas y en la misma

resistencia a las tensiones tangenciales, observándose que hacia el final de la

prueba se alcanza una resistencia residual que incluso puede ser nula. La



38

muestra se licua al desarrollar presiones de poro positivas que anulan los

esfuerzos efectivos y las deformaciones que ocurren cuando se presenta la

licuación suelen denominarse deformaciones de flujo.

Las condiciones en las que se presenta la licuación han sido analizadas y

discutidas por muchos investigadores. Casagrande (1936) introdujo el concepto

relación de vacíos crítica, para referirse a la condición en el que una arena

alcanza su resistencia residual con deformaciones de flujo y sin cambios de

volumen o de presión de poro posteriores, en el espacio e (relación de vacíos)

contra p´ (esfuerzo efectivo normal octaédrico); posteriormente Castro (1969,

1975) lo desarrolla ampliamente e introduce el término movilidad cíclica para

describir el comportamiento de las arenas densas. El concepto estado crítico se

utilizó después para describir los estados últimos de materiales arcillosos

(Schofield y Worth, 1968). La condición última de las arenas, se ha

denominado estado estable (steady state), que se define como el estado en el

se alcanza la resistencia última de las arenas sin cambios de volumen o de

presión de poro y en el que, además, las deformaciones ocurren a velocidad

constante (Poulos, 1981).

Aunque el estado crítico y estado estable son dos conceptos diferentes, es

difícil distinguir experimentalmente uno de otro.

El comportamiento de una arena que no esté muy suelta puede ser

preponderante contractivo y puede ocurrir que también experimente una

perdida de resistencia después de sobrepasar el esfuerzo cortante máximo,

aunque menos grande que la que se manifiesta en una muestra que alcance el

estado crítico o el estado estable.



39

Figura II-11 Comportamiento no drenado de arenas en compresión triaxial (Ovando,

1996).

b) CURVA PRESIÓN DE PORO-DEFORMACIÓN

PRES

IÓN

DE

PO

RO

a) CURVA ESFUERZO-DEFORMACIÓN

ESFUERZO DESVIADOR q

c) TRAYECTORIAS DE ESFUERZOS

q



40

Como se observa en la Figura II-12, la probeta moviliza una resistencia

reducida que permanece aproximadamente constante durante un intervalo más

o menos grande de deformaciones y después recupera parte de capacidad

para resistir esfuerzos cortantes. La presión de poro aumenta inmediatamente

después de sobrepasar la resistencia de pico; cuando la probeta moviliza la

resistencia reducida, alcanza su máximo, con poca variación; finalmente, la

presión de poro disminuye, dando lugar al incremento de resistencia y rigidez

que se observa al final de la prueba. Los incrementos de presión de poro que

ocurren durante la movilización de la resistencia reducida pueden producir

disminuciones significativas de los esfuerzos efectivos y las deformaciones

también pueden ser de gran magnitud. Por ello, esta condición es de una

licuación parcial en la que la muestra pasa por el estado estable dentro de un

rango limitado de deformaciones. Para referirse a ella, Alarcón et-al (1988)

usaron el termino estado cuasi-estable (quasi steady state). Las reducciones de

presión de poro, junto con el incremento de rigidez dan lugar a que la

trayectoria de esfuerzos efectivos cambie de dirección y comience a subir a lo

largo de la envolvente de falla, como lo indica la Figura II-12. El cambio de

comportamiento contractivo a dilatante constituye una transformación de fase

según Ishihara (1993) y los puntos en donde ocurre ésta, definen una línea en

el espacio de esfuerzos, la línea de transformación de fase que, en general, no

coincide con la envolvente de falla aunque también pasa por el origen.



41

A

B

0

q

0

p'

A

a) CURVA ESFUERZO-DEFORMACIÓN

b) TRAYECTORIA DE ESFUERZOS

Figura II-12 Comportamiento no drenado de una muestra suelta en la que se presenta

el estado cuasi-estable (Ovando, 1996).



42

II-3-3 Diagramas de estado

El espacio de relación de vacíos contra presión efectiva media (e-p´o e-log p´)

puede utilizarse para dibujar trayectorias que siguen las muestras durante su

etapa de falla. En el caso de ensayos no drenados, las trayectorias son líneas

horizontales pues no hay cambio de volumen, y en el caso de los ensayos

drenados son líneas verticales porque en ellos se producen cambio de volumen

(Figura II-13). Si en ensayos no drenados, se tienen muestras puramente

contractivas, las trayectorias siempre se desplazan hacia la izquierda hasta

llegar al estado estable. Uniendo los estados estables de todas las probetas, se

define la línea de estado estable (steady state line). La representación de la

línea de estado estable en este espacio constituye un diagrama de estado.

Figura II-13 Comportamiento de muestras de arena ensayadas bajo condiciones

drenadas y no drenadas para a) tensión de confinamiento en escala

aritmética y b) tensión de confinamiento en escala logarítmica.

Los diagramas de estado pueden emplearse para predecir cualitativamente el

comportamiento de cualquier probeta, dadas su relación de vacíos inicial y su

presión efectiva de consolidación.

Los estados iniciales (caso no drenado) que queden arriba y a la derecha de la



43

línea de estado estable, representan a materiales contractivos susceptibles de

licuarse o de sufrir deformaciones de flujo. La susceptibilidad a la licuación

aumenta conforme los estados iniciales definen puntos más alejados por arriba

y a la derecha de la línea de estado estable (SSL). Si el estado inicial queda

por debajo y a la izquierda de la línea de estado estable, el comportamiento del

material será tanto más dilatante cuanto más alejado esté de dicha línea.

Para cuantificar el potencial de licuación de una arena en términos de su

estado inicial y de su posición relativa con respecto a la línea de estado estable

(SSL) se han utilizado índices o parámetros de estado. El siguiente, por

ejemplo, se debe a Been y Jefferies (1985):

ssee −=ψ (I-1)

En donde ψ es el parámetro de estado, e es la relación de vacíos de una

muestra en particular (o la de campo) y ess la relación correspondiente al

estado estable para el esfuerzo efectivo de campo. La arena tendrá

comportamiento contractivo cuando ψa sea mayor que cero y dilatante si ψa es

menor que cero (ver figura II-14).

Figura II-14 Parámetros de estado de Been y Jefferies (1985).



44

II-3-4 Comportamiento durante la aplicación de cargas cíclicas

El paso de las ondas sísmicas distorsiónales (ondas S) a través de una masa

arenosa produce esfuerzos cortantes cíclicos. Si las ondas inciden

verticalmente, los esfuerzos cortantes actúan en planos horizontales. Estas

condiciones de esfuerzos, corresponden a las de deformación plana, pueden

simularse aproximadamente en laboratorio. Existen varios tipos de aparatos

para tal efecto, cuyo rango de aplicabilidad queda determinado por la magnitud

de las deformaciones que induce en cada uno de ellos. Si se estudia el

comportamiento a deformaciones pequeñas, deben usarse columnas

resonantes o cámaras triaxiales con dispositivos para la medición local de

deformaciones.

La cámara triaxial ha sido el aparato más comúnmente usado para estudiar la

licuación de las arenas bajo cargas cíclicas en el laboratorio. En ella se aplican

cíclicamente los esfuerzos desviadores con lo cual se generan esfuerzos

cortantes cíclicos en planos inclinados a 45º. En algunas pruebas, los

esfuerzos verticales cíclicos pueden variar alternadamente entre los estados

de compresión y extensión.

Los aspectos generales del comportamiento en una cámara triaxial de una

arena suelta, sometida a cargas cíclicas no drenadas, de amplitud y frecuencia

constantes, se resumen en la figura II-15 a, donde se observa que por efecto

de la aplicación repetida de cargas, la presión de poro se acumula

progresivamente. La licuación está indicada por un crecimiento rápido de la

presión de poro. Al presentarse ésta, las deformaciones de la muestra también

crecen y, a deformaciones grandes, la probeta alcanza su estado estable. Las

presiones de poro pueden acumularse aún en el caso de muestras que no sean

muy sueltas.



45

(a)

ST SS

estableEstado

(b) (c)

Deformación Axial Deformación Axial Deformación Axial

NÚMERO DE CICLOS

DEF

OR

MAC

IÓN

Licuación limitada

Movilidad cíclica

Licuación(d)

Puede ocurrir licuación parcial (Figura II-15 b), si el estado del material pasa

por el estado cuasi-estable o bien, presentarse movilidad cíclica, en muestras

medianamente densas. Cuando ocurre movilidad cíclica (Figura II-15 c), las

trayectorias de esfuerzo pasan por o cerca del origen del estado de esfuerzos,

lo que origina la acumulación progresiva de deformaciones, cada vez que se

anulan transitoriamente los esfuerzos efectivos. La licuación parcial da lugar al

desarrollo de deformaciones en las probetas de gran magnitud, pero menos

bruscas que las que ocurren en la licuación total.

La licuación total puede presentarse cuando la amplitud del esfuerzo cortante

cíclico es menor que el que provoca la licuación bajo cargas monotónicas,

debido a que, por efecto de la aplicación de cargas repetidas, se acumulan

deformaciones irreversibles. Estas deformaciones eventualmente conducen a

la falla del espécimen.

Figura II-15 Comportamiento bajo cargas cíclicas de tres muestra de arenas con

diferente compacidad relativa (Kramer, 1996).



46

II-3-5 Estudios de licuación de suelos mediante técnicas de laboratorio En función de lo expresado en los puntos anteriores, se puede concluir que el fenómeno de licuación es complejo y aún no está completamente comprendido, al grado que muchas veces es posible encontrar interpretaciones diferentes y hasta contradictorias de los hechos experimentales existentes. Debido a lo anterior es conveniente revisar los estudios experimentales llevados a cabo hasta la fecha por diferentes investigadores utilizando diversos aparatos. Además, previo a ello, resulta oportuno realizar las siguientes aclaraciones: I) En todas las arenas saturadas y sin drenaje, existe un nivel de tensiones y una

amplitud de la tensión de corte cíclica que provoca, en un cierto número de ciclos, la anulación de la presión efectiva. Sin embargo, tras alcanzarse ese estado, que ha sido llamado por algunos autores como "licuación inicial", el comportamiento de las arenas sueltas es diferente del de las densas. Esto último ha dado origen a discrepancias en torno de la definición del término licuación, en función de evidencias experimentales.

Las arenas sueltas, una vez alcanzado el estado en que la presión efectiva se anula, fluyen y este flujo no produce un intento de expansión de la arena que reduzca la presión intersticial. Tal es el fenómeno conocido como "licuación".

Por su parte, las arenas densas cuando llegan al punto de presión efectiva nula provocado por una carga de corte cíclico, inician el proceso de rotura. Tal proceso, sin embargo, es dilatante y por tanto provoca una disminución de presión intersticial y un aumento de resistencia que contiene la rotura. El efecto final es que la arena experimenta una deformación tangencial apreciable y que en su interior las presiones intersticiales son importantes. Este fenómeno ha sido denominado "movilidad cíclica" (Casagrande, 1976).

Tanto la licuación como la movilidad cíclica pueden producir efectos muy desfavorables. El primero de rotura generalizada, el segundo grandes deformaciones que podrán, en muchos casos, calificarse de rotura.



47

II) En principio es posible adoptar o modificar cualquiera de los aparatos empleados en ensayos estáticos convencionales a condiciones dinámicas para realizar estudios experimentales como los que se describen a continuación. El uso de servomecanismos acoplados a actuadores electromagnéticos y electrohidráulicos, gobernados por computadoras en circuitos cerrados de control, ha permitido la ejecución de pruebas en las que es posible controlar una amplia gama de historias de carga y de trayectorias de esfuerzo. Inicialmente este tipo de estudios se basó en el uso de cámaras triaxiales cíclicas y posteriormente se desarrollaron aparatos de corte simple cíclicos. También se han empleado mesas vibradoras para someter muestras de suelo de gran tamaño a cargas dinámicas, y de manera más tardía los ensayos centrífugos. Asimismo, los avances en el desarrollo de este tipo de equipos de laboratorio han sido acompañados por una mejora sustancial en las técnicas de medición.

III) En los estudios experimentales que se presentan seguidamente, se trabajó

casi exclusivamente con una solicitación dinámica un tanto particular y que consiste en una carga de corte cíclica. El hecho de elegir este tipo de carga no es arbitrario ya que se sabe que de las ondas provocadas por los sismos, las sondas S (ondas de corte) son las portadoras de la mayor parte de la energía y es usual, en los análisis sísmicos, suponer que toda la energía del movimiento es propagada en forma de ondas de corte que inducen en los suelos tensiones cortantes cíclicas.

II-3-5-1 Ensayos triaxiales cíclicos Seed y Lee (1966) fueron los primeros en utilizar la cámara triaxial cíclica (Figuras II-16 y II-17), con el objeto de reproducir la condición de esfuerzos a que se haya sujeto un elemento de suelo durante un temblor (atribuyendo, como se dijo anteriormente, el estado de deformaciones del suelo a la propagación de ondas de cortante sísmicas, desde las capas más profundas hacia la superficie del terreno). Para un terreno con superficie horizontal, antes del temblor, el estado de esfuerzos puede ser idealizado como se muestra en la Figura II-18.a.



48

Durante el sismo los esfuerzos cortantes generados se superponen con los esfuerzos normales (que permanecen constantes), tal como aparece en la Figura II-18.b. La cámara triaxial cíclica trata de simular las condiciones idealizadas descritas, pero en un plano a 45°. Un espécimen saturado de forma cilíndrica se consolida a un esfuerzo σc y posteriormente con el drenaje cerrado (volumen constante), se somete a un esfuerzo axial cíclico de magnitud + ∆σa (Figura II-19). Tal como se anticipó, este procedimiento proporciona esfuerzos cortantes cíclicos en un plano a 45°. El comportamiento de las muestras de arena suelta, sometidas al ensayo con cámara triaxial cíclica (Figura II-20), se caracteriza por un aumento gradual de la presión de poro sin que haya deformación axial apreciable, hasta que se produce el incremento que eleva el valor de aquella hasta el de la presión confinante ("licuación inicial"), momento a partir del cual la muestra se deforma súbitamente más del 20% ("licuación total"). Las arenas compactas exhiben un comportamiento similar al de las sueltas, pero al llegar a la "licuación inicial" no se presenta una deformación grande en forma súbita, sino que la misma se incrementa gradualmente. Según el concepto de Seed y Lee (1966), cualquier espécimen de arena es susceptible de licuarse no importando su compacidad relativa. Los parámetros más importantes según estos investigadores son: el número de ciclos de esfuerzos (Na)l para alcanzar la condición u = σ3, la relación entre el esfuerzo cortante máximo y el esfuerzo confinante (∆σa/2σc) y la relación de vacíos o la compacidad relativa. Castro (1969) al realizar sus ensayos en cámara triaxial cíclica, observó que durante la prueba se desarrollaban heterogeneidades en las muestras, de manera especial en la zona superior, atribuyendo a estas heterogeneidades, inducidas por el ensayo, el hecho de que especimenes densos alcancen la condición u = σ3.



49

Fi

gura

II-1

6 E

sque

ma

de u

n eq

uipo

tria

xial

cíc

lico

con

tens

ión

cont

rola

da



50

Figura II-17 Cámara triaxial cíclica.



51

Figura II-18 Condición de esfuerzos para un elemento de suelo sujeto a un sismo.



52

Figura II-19 Circulo de Mohr, en función de esfuerzos totales, de un ensayo triaxial

cíclico para un especimen isotrópicamente consolidado.



53

Figura II-20 Prueba de carga cíclica típica en arena suelta (Seed y Lee, 1966) II-3-5-2 Ensayos de corte simple cíclico La prueba de corte simple cíclico se desarrolló con la idea de conseguir mayor aproximación a las condiciones de campo que la lograda con cámara triaxial. El ensayo se inicia aplicando un esfuerzo vertical σv, a un espécimen de arena saturado, para consolidarlo. Posteriormente se aplican esfuerzos horizontales cíclicos τ, sin permitir cambio de volumen y midiendo la deformación horizontal y la presión de poro desarrollada en la muestra de suelo (Figura II-21).



54

El comportamiento de una determinada arena en un ensayo de corte simple cíclico es complejo. El resultado, medido en forma de deformación máxima alcanzada (o licuación si ésta tiene lugar) depende, tal como se dijo, fundamentalmente de tres factores: la densidad relativa, el número de ciclos y la relación de tensiones. Una forma usual de representar los resultados de este tipo de ensayos es la de la Figura II-22, la cual representa los resultados obtenidos por De Alba y otros (1975), en ensayos realizados con arenas Monterrey nº 0. En las Figuras II-22 a y b se muestra el comportamiento básico de muestras con dos densidades relativas distintas y solicitadas con tensiones tangenciales cíclicas con intensidades relativas diferentes. En la primera se define el número de ciclos necesarios para alcanzar la "licuación inicial", y en la segunda el número de ciclos para alcanzar una deformación angular del 5%. A su vez, en la Figura II-22.c se define el comportamiento de muestras de distinta densidad relativa ante diferentes intensidades de solicitación, después de 10 ciclos de carga (como se verá más adelante, 10 ciclos de carga es una media aproximada del efecto de los terremotos). Finalmente, en la Figura II-22.d se indica la relación entre la densidad relativa y la deformación angular que se provoca en el suelo tras la "licuación inicial", independientemente del número de ciclos o tensión tangencial que la hayan causado. Tal figura indicaría un límite de densidad que separaría los estados de "licuación" y de "no-licuación", si previamente para diferenciarlos se establece una deformación angular límite que los defina. En la Figura II-23 se muestra los resultados de un ensayo típico de corte cíclico para una arena compacta, mientras que en la Figura II-24 se presenta una comparativa entre los resultados obtenidos en ensayos triaxiales y en ensayos de corte simple.



55

Figura II-21 Disposición en alzado y en planta de un aparato de corte cíclico.



56

Figura II-22: Representación de resultados de ensayos de corte simple cíclico. En la Universidad de California, en Berkeley, Peacock y Seed (1968) desarrollaron uno de los primeros aparatos de corte simple cíclico, que utilizaron para examinar la tendencia a licuarse de muestras de arena sometidas a ese tipo de esfuerzo (Figuras II-23 y II-24). También en la Universidad de British Columbia, Finn y otros (1970 y 1971), han utilizado corte simple cíclico para el estudio de licuación.

Figura II-22 Representación de resultados de ensayos de corte simple cíclico.



57

Figura II-23 Prueba típica de corte simple en arena compacta (Peacok y Seed, 1968). Figura II-24 Comportamiento de arena suelta en corte simple y en prueba triaxial

cíclica (Peacok y Seed, 1968).



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II-3-5-3 Ensayos de mesa vibratoria Con el objeto de reducir los efectos de borde de los ensayos de corte simple, varios investigadores han realizado ensayos con muestras muy planas (relación altura-longitud del orden de 1/20) en mesas vibradoras. Este tipo de ensayo ha permitido observar también el efecto de la vibración horizontal multidireccional. Los ensayos mencionados consisten en colocar un recipiente o caja con arena saturada, sobre una mesa vibradora, para estudiar su comportamiento (medir la aceleración de la mesa a la cual ocurre la licuación de la muestra). Los resultados obtenidos hasta hoy parecen confirmar el mismo comportamiento que en los ensayos de corte simple. Yoshimi (1967) hizo experimentos utilizando el equipo de la Figura II-25, con arenas sueltas sometidas a vibración horizontal. Los resultados mostraron que la presión de poro aumentaba uniformemente hasta un punto, en el cual un incremento rápido (mayor que los anteriores), la elevaba hasta un valor de esfuerzo tal que la estructura del suelo colapsaba y se formaba una capa de agua en la parte superior de la muestra. Figura II-25 Recipiente para probar arenas en mesa vibradora (Yoshimi, 1967).



59

Finn, Emery y Gupta (1970, 1971) también hicieron pruebas en mesa vibradora utilizando un recipiente de paredes rígidas, del que aparece un corte en la Figura II-26. Figura II-26 Corte del modelo de arena de 18” de ancho en el recipiente (Finn et al, 1970). Whitman (1968) enunció los factores que afectan los resultados de los ensayos de mesa vibradora y su influencia en la interpretación de los mismos. Dichos factores son los siguientes: 1º Frecuencia de la vibración 2º Duración de la vibración 3º Tamaño y geometría del recipiente 4º Características de deformación del recipiente 5º Método de colocación de la muestra 6º Control del drenaje 7º Aparatos de medición de deformaciones empleados 8º Presión de confinamiento Tal vez la principal objeción al uso de recipientes rígidos sobre mesa vibradora, sea el hecho de desconocer el esfuerzo cortante actuante en la mesa. Este esfuerzo es tomado en gran parte por el propio recipiente, el cual impone además, condiciones de frontera que no representan adecuadamente la situación real de campo.



60

Con el objeto superar las limitaciones anteriormente descritas, se han diseñado recipientes de paredes móviles como el que aparece en la Figura II-27. Este tipo de aparatos permite simular el efecto de sobrecarga (fuerzas de inercia), imponer condiciones de deformación controlables (corte simple en una sola dirección), ensayar muestras grandes (30 x 60 x 90 cm) y colocar instrumentación en su interior. De Alba, Seed y Chan (1975) y Seed, Mori y Chan (1977) estudiaron el comportamiento de muestras de arena de 230 x 110 x 10 cm de espesor, sometidas a esfuerzo cortante simple cíclico en una dirección. En estos ensayos se registraron deformaciones cortantes, presión de poro y aceleraciones. Para evaluar los efectos de movimientos multidireccionales, Pyke, Seed y Chan (1974) y Seed, Pyke y Martin (1975) realizaron ensayos de especímenes excitados en dos direcciones horizontales perpendiculares. A partir de los resultados de estos ensayos, se pudo comprobar que los asientos provocados por movimientos multidireccionales son mayores que los ocasionados por movimientos en una sola dirección (Figura II-5).

Figura II-27 Corte transversal del aparato mostrado en el límite de su carrera (Díaz,

Weckman e Iturbe, 1973).



61

II-3-5-4 Ensayos centrífugos El ensayo centrífugo fue desarrollado con el objetivo tratar de simular el estado tensional real del terreno en campo mediante un ensayo de laboratorio. La disposición típica del modelo para realizar ensayos centrífugos, se puede observar en la Figura II-28. El recipiente que contiene el suelo, en la plataforma, es libre para rotar de manera ascendente a medida que se incrementa la velocidad en la centrifugadora, por lo tanto el vector de aceleración gravitacional siempre actuará en la misma dirección del eje del modelo. Chaney (1983) presentó una serie de experimentos centrífugos, en la cual se simularon los efectos de las sacudidas sísmicas. Este ensayo, surge con el objetivo de eliminar uno de los grandes problemas encontrado en el ensayo de mesa vibradora, en la cual las tensiones desarrolladas a partir del peso propio del suelo (modelo con mesa vibradora), son mucho menores que en campo. Además, es sabido que el comportamiento tenso-deformacional del terreno es no lineal y ciertos aspectos de este comportamiento, como la dilatancia, es muy diferente en modelos sometidos a esfuerzos estáticos pequeños que a aquellos modelos en que los esfuerzos están asociados a la existencia de estructuras de tierra o algún tipo de cimentación. Una forma de superar estos problemas, seria ensayando los modelos en una centrifugadora, de tal manera que se pueda incrementar el campo gravitatorio. Es decir, que se pueda reducir el efecto escala en los modelos. Con esta herramienta se puede modelar una presa de 30 m de altura, mediante un modelo de 30 cm de alto; para eliminar el efecto escala, se debe ensayar el modelo reducido a una aceleración centrifuga de 100 g, por lo tanto las tensiones correspondientes a cualquier punto del modelo serán los mismos que los de la presa a escala real. Si las tensiones son las mismas y el suelo es el mismo, tanto en el modelo como en la realidad, entonces el patrón de las deformaciones, también, será similar. Muchas incertidumbres se erradican al realizar modelos equivalentes a las situaciones reales, y todo esto es posible mediante los ensayos centrífugos.



62

Figura II-28 Esquema del ensayo centrífugo. II-3-6 Análisis comparativo de los diferentes ensayos II-3-6-1 Ensayo triaxial cíclico a) Desventajas 1º Es difícil medir deformaciones angulares menores que 10-2%. 2º No representa la situación real de campo ya que en él se provocan dos fases

distintas de compresión y de extensión con comportamiento diferente y, además, en cada ciclo se produce una rotación de 90° de las direcciones principales de tensiones.

3º Los ciclos de compresión y de extensión producen respuestas no simétricas

(anisotropía). 4º Durante la aplicación cíclica de esfuerzos se redistribuyen los vacíos (y en

consecuencia la humedad) dentro de la muestra. 5º Existen concentraciones de esfuerzos en los extremos de la muestra.



63

6º Los efectos de la penetración de la membrana incrementan la resistencia a la licuación. b) Ventajas 1º Hay un gran cantidad de estos equipos y, por lo tanto, se cuenta con un buen

número de resultados y de correlaciones con otros tipos de ensayos. II-3-6-2 Ensayo de corte simple cíclico a) Desventajas 1º Dado el pequeño tamaño de las muestras de arena para ensayar en el corte

simple cíclico y las condiciones de frontera impuestas por el aparato, no se desarrolla una condición total de corte simple en el espécimen (la no uniformidad de esfuerzos en la frontera puede causar la falla a esfuerzos menores que los requeridos en el campo).

2º Al igual que en el ensayo anterior, en éste el método de preparación de la

muestra y el tiempo de curado constituyen una fuente de error. 3º En los aparatos que utilizan muestras cilíndricas, los esfuerzos cortantes en

una sección horizontal no son uniformes. 4º La interacción de la membrana con la muestra provoca problemas adicionales. b) Ventajas 1º Con este equipo se consigue una mayor aproximación a las condiciones de

campo que la lograda con la cámara triaxial.



64

II-3-6-3 Ensayo de mesa vibratoria a) Desventajas 1º Cuando se usan recipientes rígidos sobre mesa vibratoria, no se conoce el

esfuerzo cortante actuante en la mesa, que en gran parte es tomado por el recipiente. Además, se imponen condiciones de frontera que no representan las condiciones de campo.

2º Ídem 2º del ensayo anterior. 3º La interpretación de estos ensayos ofrece dificultades ya que, en general, no es

posible medir todos los componentes de esfuerzo y de deformación. Por otro lado, el equipo requerido involucra altos costos.

b) Ventajas 1º La no uniformidad en las distribuciones de esfuerzos y deformaciones ofrece

menos problemas que cuando se ensayan muestras pequeñas. 2º Este tipo de ensayo ha permitido observar también el efecto de la vibración

horizontal multidireccional. II-3-6-4 Ensayo Centrífugo a) Desventajas 1º Es difícil construir un modelo reducido que posea todas las características del

problema a escala real, sobre todo en modelos donde a escala real existe una estratigrafía e historia geológica compleja.

2º Es muy difícil, en un modelo reducido, reproducir el flujo de agua que se

produce en los poros del suelo a escala real.



65

b) Ventajas 1º Provee una visión muy valiosa en el entendimiento del comportamiento de

cimentaciones y estructuras de tierra, además, en la formulación y verificación de modelos matemáticos para predecir su comportamiento.

2º Se reduce la incertidumbre del factor de escala al ensayar muestras de suelo. 3º Este tipo de ensayo ha permitido hacer observaciones valiosas en el

comportamiento tenso-deformacional de muestras de suelos ensayadas simulando las sacudidas sísmicas.

II-3-7 Limitaciones de las técnicas de laboratorio II-3-7-1 Obtención de muestras "inalteradas" Las propiedades mecánicas de los suelos pueden resultar seriamente afectadas por las perturbaciones originadas por el proceso de toma de las muestras. Estudios recientes han demostrado que las propiedades dinámicas son más sensibles a las perturbaciones de las muestras que las estáticas (Tokimatsu y Hosaka, 1986, y Kokusho, 1987). Como una evidencia de lo anterior se muestran las Figuras II-29 a y b, en las cuales aparece una comparación entre la resistencia a la licuación de muestras de arena obtenidas mediante un tomamuestras convencional y mediante congelamiento “in-situ”. Este último método, desarrollado en Japón hace más de 20 años (Yoshimi y otros, 1978), es quizás el mejor para extraer muestras de arena de alta calidad. Sin embargo, se usa muy poco porque resulta excesivamente costoso en la mayoría de los casos. A partir de las Figuras II-29 a y b, se concluye que la perturbación originada por la extracción de las muestras por medio de tubos convencionales, puede hacer que las mismas presenten resistencias a la licuación hasta un 70 % inferiores a las que se obtienen en muestras similares pero extraídas por congelación. Lo anterior



66

se debe al hecho de que el proceso de toma de muestras no sólo modifica la densidad y la historia de esfuerzos de las arenas, sino también su estructura.

a) arenas densas

b) arenas medias

Figura II-29 Efectos de la alteración de las muestras en la resistencia a la licuación de arenas densas y medias (Tokimatsu, 1988).



67

Estudios previos (Seed, 1979) han permitido comprobar que este último factor influye notablemente sobre la tendencia al cambio de volumen de los suelos granulares, durante la aplicación de cargas cíclicas en condiciones no drenadas. Todos los efectos anteriores, como es lógico suponer, aumentan notablemente cuando se ensayan muestras enteramente reconstituidas en el laboratorio, aún logrando la misma densidad que in-situ. En este tipo de muestras la resistencia a la licuación varía, en función de su densidad, respecto de la resistencia real que se obtiene mediante ensayos “in-situ”. II-3-7-2 Simulación de condiciones de esfuerzo y de frontera reales En función de las limitaciones de los equipos de laboratorio señaladas en el apartado II-3.6, puede afirmarse que ninguno de ellos reproduce fielmente las condiciones de esfuerzo y de frontera que presenta el suelo “in-situ”. Debido a ello, las resistencias a la licuación en campo pueden estar, por lo general, entre un 15 y un 50 % mayores que las obtenidas con ensayos de corte simple cíclico y entre un 30 y un 45 % menores que las determinadas con ensayos triaxiales cíclicos (Das, 1981). II-3-8 RECAPITULACIÓN En todas las arenas saturadas y sin drenaje, existe un nivel de tensiones y una amplitud de la tensión de corte cíclica que provoca, en un cierto número de ciclos, la anulación de la presión efectiva. Sin embargo, tras alcanzarse ese estado, que ha sido llamado por algunos autores como "licuación inicial", el comportamiento de las arenas sueltas es diferente al de las densas. Esto último, ha dado origen a discrepancias en torno de la definición del término licuación, en función de evidencias experimentales.



68

Las arenas sueltas, una vez han alcanzado el estado en que la presión efectiva se anula, fluyen y este flujo no produce un intento de expansión de la arena que reduzca la presión intersticial. Tal es el fenómeno conocido como "licuación". Por su parte, las arenas densas cuando llegan al punto de presión efectiva nula provocado por una carga de corte cíclico, inician el proceso de rotura. Tal proceso, sin embargo, es dilatante y por tanto provoca una disminución de presión intersticial y un aumento de resistencia en la rotura. El efecto final es que la arena experimenta una deformación tangencial apreciable y que en su interior las presiones intersticiales son importantes. Este fenómeno ha sido denominado "movilidad cíclica" (Casagrande, 1976). Tanto la licuación como la movilidad cíclica pueden producir efectos muy desfavorables. El primero de rotura generalizada, el segundo grandes deformaciones que podrán, en muchos casos, calificarse de rotura. El estudio de la licuación mediante ensayos de laboratorio, surge de la necesidad de explicar los mecanismos, bajo los cuales se iniciaba la pérdida de resistencia de los suelos granulares flojos en condiciones no drenadas, al mismo tiempo de intentar establecer criterios que permitieran la predicción de la ocurrencia de la misma. En principio, es posible adoptar o modificar cualquiera de los aparatos empleados en ensayos estáticos convencionales a condiciones dinámicas para realizar estudios experimentales. Cada uno de los diferentes ensayos de laboratorio tienen sus ventajas: La existencia de una gran cantidad de datos (ensayos triaxiales), una mayor aproximación a las condiciones de campo (ensayo de corte simple), simular vibraciones multidireccionales (ensayos de mesa vibradora), reducción de las incertidumbres asociadas al factor de escala (ensayos centrífugos). Sin embargo, las propiedades mecánicas de los suelos pueden resultar seriamente afectadas por las perturbaciones originadas por el proceso de toma de las muestras. Estudios comparativos han revelado que la perturbación originada por la extracción de las muestras por medio de tubos convencionales, puede



69

hacer que las mismas presenten resistencias a la licuación hasta un 70 % inferiores a las que se obtienen en muestras similares pero extraídas por congelación. En cuanto a las limitaciones de los equipos, puede afirmarse que ninguno de ellos reproduce fielmente las condiciones de esfuerzo y de frontera que presenta el suelo “in-situ”. Debido a ello, las resistencias a la licuación en campo pueden ser, por lo general, entre un 15 y un 50 % mayores que las obtenidas con ensayos de corte simple cíclico y entre un 30 y un 45 % menores que las determinadas con ensayos triaxiales cíclicos (Das, 1981). En base a lo expuesto, en cuanto a las limitaciones de los equipos de laboratorio, a las perturbaciones originadas por el proceso de toma de las muestras y el alto costo de la toma mediante el método de congelación, hacen más aconsejables el uso de los métodos de predicción basados en ensayos “in situ”, por tal motivo en el apartado siguiente se dedica al estudio de los mismos. II-4 METODOS PARA EVALUAR LA SUSCEPTIBILIDAD A LA LICUACION

EN SUELOS GRANULARES FINOS

Los métodos existentes para evaluar el potencial de licuación de los suelos pueden dividirse en tres grupos: A- Métodos basados en el comportamiento observado en terremotos anteriores:

Se apoyan en correlaciones empíricas de algunas características de los suelos, obtenidas mediante pruebas de campo, y/o ensayos simples de laboratorio, con el comportamiento de los mismos observado en sismos previos.

B- Métodos simplificados se basan en la comparación de la resistencia obtenida

en ensayos cíclicos de laboratorio con los esfuerzos que provocará el sismo, calculados en forma simplificada.

C- Métodos basados en modelos matemáticos comprenden a un número

creciente de modelos acoplados o desacoplados, para el análisis de la



70

respuesta dinámica y la generación de presión de poro, de suelos granulares sujetos a fuerzas sísmicas.

Los métodos del tipo A se basan en el hecho de que la resistencia a la licuación y ciertas propiedades determinadas mediante ensayos “in situ” (resistencia a la penetración, velocidad de propagación de ondas de corte, etc), varían de la misma forma en función de las características principales de los suelos. Sin embargo, a la fecha sólo se cuenta con una gran cantidad de datos provenientes de pruebas de resistencia a la penetración, especialmente de SPT, mientras que la cantidad de datos que se tiene de las otras propiedades resulta, en algunos casos, insuficiente como para obtener buenas correlaciones a partir de ellos. A su vez, los métodos B y C requieren para su aplicación, la realización de ensayos de laboratorio sobre muestras "inalteradas". Los procedimientos usados normalmente para extraer este tipo de muestras, producen invariablemente, cambios en su compacidad relativa, en su estructura y en su grado de saturación. Además, los equipos de laboratorio, por lo general, no permiten reproducir adecuadamente las condiciones de esfuerzo y de frontera que tiene el suelo “in-situ”. Todos estos factores influyen de manera fundamental sobre la ocurrencia o no del fenómeno de licuación. A causa de lo anterior, parece aconsejable, al menos desde el punto de vista de una aplicación práctica usual, la utilización de los métodos del tipo A. Debido a ello, en los siguientes apartados se revisan dichos métodos, prestando especial atención a aquellos basados en resultados de ensayos de penetración (SPT y CPT). II-4-1 METODOS BASADOS EN EL COMPORTAMIENTO OBSERVADO EN

TERREMOTOS ANTERIORES Los métodos basados en el comportamiento observado en terremotos anteriores se pueden dividir en 5 categorías:

a- Métodos basados en el número de golpes del SPT. b- Métodos basados en la resistencia por punta (qc) del CPT.



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c- Métodos basados en la medida de la velocidad de ondas (Vs). d- Métodos basados en las propiedades de fracción fina de los suelos. e- Métodos basados en la teoría de las probabilidades.

II-4-2 METODOS BASADOS EN EL NÚMERO DE GOLPES DEL SPT II-4-2-1 Métodos de Kishida y Ohsaki (1969 y 1970) Ambos criterios se apoyan en el análisis de las condiciones de los suelos de distintos sitios de Japón en los cuales ocurrió licuación, especialmente en Niigata (1964). En el primero, Kishida (1969) indica que puede ocurrir licuación, bajo sismos de magnitud M ≥ 7, si se cumplen las siguientes condiciones: 1- El nivel freático está cerca de la superficie. 2- Las características granulométricas satisfacen las siguientes relaciones: 2 mm > D50 > 0,074 mm Cu < 10

Siendo D50 el tamaño efectivo medio y Cu: coeficiente de uniformidad.

3- El espesor del estrato de suelo no licuable, arriba del licuable, es menor que

8 m. 4- La relación entre el espesor del estrato no licuable y el licuable, es menor que

1. 5- La presión efectiva de confinamiento (σ'c) es menor que 2 Kg/cm². 6- La compacidad relativa (Cr) es menor que el 75 %.



72

7- Para la profundidad considerada, el número de golpes (N) de la prueba de penetración estándar (SPT), es menor que el valor límite dado por la Figura II-30.

Por su parte, en el segundo, Ohsaki (1970) establece que los suelos pueden licuarse si presentan las siguientes condiciones: 1- El nivel freático está cerca de la superficie. 2- Las características granulométricas satisfacen las siguientes relaciones: 2 mm < D60 < 0,2 mm D10 < 0,1 mm

Siendo D60 y D10 los tamaños efectivos que dejan pasar, respectivamente, el 60 y el 10 % en peso, de las partículas.

3- El número de golpes en la prueba de penetración estándar (NSPT) es menor

que dos veces la profundidad z expresada en metros.



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Figura II-30 Relación entre la posibilidad de licuación y los valores de NSPT para

diferentes profundidades Z (m). II-4-2-2 Método de Seed y otros (1983 y 1985) A partir del estudio del comportamiento (licuación-no licuación) de los suelos arenosos saturados, durante varios terremotos en distintas partes del mundo, Seed y otros, lograron establecer una correlación entre la resistencia a la licuación y las características del terreno, expresadas fundamentalmente, a través del número de golpes en el ensayo de penetración estándar (NSPT). La aplicación del método original se hace con el apoyo de la Figura II-31, en la que se incluye los puntos cuyas coordenadas son la relación de esfuerzos cíclicos promedio (τprom/σ'v) inducida por el sismo y el número de golpes corregido (N1) obtenido con SPT.



74

La relación de esfuerzos cíclicos promedio se calcula, en forma simplificada, mediante la conocida expresión (Seed e Idriss, 1970):

dv

v

v

prom rg

a

'

max65,0σσ

στ

= (II–1)

Donde: amáx= Aceleración máxima en la superficie del terreno en g´s. g = Aceleración de la gravedad. σv = Esfuerzo vertical total en la capa de suelo granular bajo consideración. σ'v = Esfuerzo vertical efectivo en la capa de suelo granular bajo consideración. rd = Factor de reducción que tiene en cuenta la deformabilidad de la columna de

suelo. Se puede obtener en la Figura II-32 o calcularse, en forma aproximada, suponiendo una variación lineal entre los valores 1, que corresponde a la superficie del terreno, y 0,9, que corresponde a una profundidad de 35 pies (10,67 m).

El número de golpes corregidos se obtiene de: N1 = CN . NSPT (II-2) donde: N1 = Valor de NSPT normalizado, es decir, valor que tendría N bajo una presión

efectiva de sobrecarga de 1 Kg/cm². CN = Factor de corrección. Se puede obtener de la Figura II-33 ó calcularse, en

forma aproximada, con la expresión: CN = 1 - 1,25 log σ'v/σ'v1 (II-3) En la cual σ'v1 = 1 Kg/cm².



75

Figura II-31 Relaciones de esfuerzo cíclicos que causan licuación en función de (N1)60,

para arenas limpias y sismo M= 7.5 (Seed y otros).



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Figura II-32 Rango de valores de rd para diferentes tipos de suelo (Seed e Idriss,

1982). La curva que aparece en la Figura II-31 separa condiciones de licuación y de no licuación para sismos de magnitud M = 7,5 y para arenas limpias (CF ≤ 5 %). Para sismos de otras magnitudes deben multiplicarse las ordenadas de dicha curva por los factores de escala que aparecen en la Tabla II-1, para obtener las curvas límite correspondientes tal como se muestran en la Figura II-34. A su vez, para arenas limosas deben usarse las curvas que aparecen en la Figura II-35. En todas estas curvas, el valor N1 corresponde a una energía realmente aplicada durante la ejecución del SPT, del orden del 60 % de la teórica (48,5 Kg.m). En caso de que la energía difiera del porcentaje mencionado, deberá aplicarse un factor de corrección a los valores de NSPT obtenidos, de acuerdo con los datos que, a modo de referencia, se indican en la Tabla II-2.



77

Figura II-33 Curva de valores de CN y Cqc (Seed e Idriss, 1982)



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Magnitud del sismoNúmero de ciclos

representativos para τ prom = 0.65 τ max.

Factor de corrección

8 1/2 26 0.89

7 1/2 15 1.00

6 3/4 10 1.13

6 5 a 6 1.32

5 1/4 2 a 3 1.50

Tabla II-1 Factores de corrección de la resistencia a la licuación en función de la magnitud

del sismo (Seed y otros, 1983).

Además de la energía, existen otros factores que afectan los resultados. Dichos factores son los siguientes: 1) La naturaleza del fluido utilizado en la perforación. 2) El diámetro del sondeo. 3) El tipo de herramienta usado para perforar.

4) La configuración de la cuchara tomamuestras. 5) La frecuencia con que se dan los golpes con la pesa. Para eliminar la influencia de estos factores, Seed y otros (1985) recomiendan adoptar el procedimiento que aparece en la Tabla II-3 como estándar. En este procedimiento se adopta como estándar una energía, Er, igual al 60 % de la teórica, Et, y, en consecuencia, cuando se utilice deberá conocerse con un grado de exactitud razonable, la energía realmente aplicada y corregir los valores de N medidos con la fórmula siguiente:

)(II e 60100

EE N = N 4

t

r60 4−•••



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Figura II-34 Relaciones de esfuerzos cíclicos que causan licuación en función de (N1)60 y

de Vs para arenas limpias y sismos de magnitudes diferentes (Seed y otros, 1983).

Las principales variables que influyen sobre la energía que llega al tomamuestras son: 1) Dispositivo usado para soltar la pesa. 2) Tipo de pesa y de cabeza de golpeo. 3) Longitud de las barras. De manera tal que el Er puede determinarse, aproximadamente, por medio de la expresión: Er = e1 . e2 . e3 . Et (II-5)



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Figura II-35 Relaciones de esfuerzos cíclicos que causan la licuación en función de (N1)60, para arenas limosas y sismos de magnitud M= 7.5 (Seed y otros, 1985).

En esta expresión los coeficientes e1, e2 y e3 tienen en cuenta los factores anteriores y pueden obtenerse, respectivamente, de la Figura II-36, la Tabla II-4 y la Tabla II-5. Asimismo, para corregir otras desviaciones respecto del procedimiento indicado en la Tabla II-5 mencionada, puede utilizarse el coeficiente de corrección (e4) que aparece en la Tabla II-6 (Skempton, 1986).



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País Tipo de pesa Sistema para soltar la pesa

Energía aplicada a las barras (%)

Factor de corrección para energías distintas del 60%

Japón **

A Donut Caída Libre 78 78/60 = 1.30

B* DonutPolea y cuerda con

mecanismo especial de liberación de la pesa

67 67/60 = 1.12

USA

A* De seguridad Polea y cuerda 60 60/60 = 1

B Donut Polea y cuerda 45 45/60 = 0.75

Argentina

A* Donut Polea y cuerda 45 45/60 = 0.75

ChinaA Donut Caída libre *** 60 60/60 = 1.00

B Donut Polea y cuerda 50 50/60 = 0.83

* Método predominante actualmente en este país.** Los resultados de SPT japoneses tienen correcciones adicionales en función del diámetro de la perforación y de la frecuencia de los golpes.*** Las pesas tipo pilcon entregan una energía del orden del 60% de la teórica.

Tabla II-2 Energías aplicadas a las barras del SPT en función del procedimiento

empleado en distintos países (Seed y otros, 1985). Figura II-36 Influencia del dispositivo para levantar y soltar la pesa, sobre la energía

aplicada al tomamuestras.



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Factor Recomendación

Perforación Diámetro de 4 a 5 pulgadas, por rotación, con lodos bentoníticos para mantener estabilidad.

Herramienta de perforación Deflección hacía arriba del lodo de perforación (tricono o broca tipo draga).

TomamuestrasDiámetro exterior: 2 pulgadas. Diámetro interior :1.38 pulgadas. Ambos constante, es decir, sin espacio para forros.

Barras de perforación A o AW para profundidades menores que 50 pies (15 m aprox.) y N o NW para profundidades mayores.

Energía transmitida al tomamuestras 2.50 libras x pulgada (60% del máximo teórico).

Velocidad de golpeo 30 a 40 golpes por minuto.

Conteo de resistencia a penetración Medido sobre el rango de 6 a 18 pulgadas de penetración en el terreno.

Pesa Cabeza de golpeo e2

DonutPequeña (2 kg). Grande (12 kg)

0.85 0.70

Pilcon de seguridadPequeña (2.5 kg) Grande (19 kg)

0.90 0.65

Tabla II-3 Procedimiento de ejecución del SPT recomendado para usarlo en

correlaciones de licuación (Seed y otros, 1985).

Tabla II-4 Efecto del peso de la cabeza de golpeo sobre la energía transmitida a las

barras.



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Longitud de las barras e3

Seed y otros (1988) Skempton (1986)

< 3m 0.75

3 a 4 m 1 0.75

4 a 6 m 1 0.85

6 a 10 m 1 0.95

> 10 m 1 1

Factor Coeficiente de corrección e4

Diámetro del sondeo (mm)65-115 1150 1.05200 1.15

TomamuestrasEstándar 1Americano, sin forro 1.2

Frecuencia de los golpes30-40 golpes/minuto 110-20 golpes/minuto y :Si (N1) 60 < 20 0.95Si (N1) 60 > 20 1.05

Tabla II-5 Efecto de la longitud de las barras sobre la energía transmitida a ellas

(Tokimatsu, 1988).

Tabla II-6 Coeficientes de corrección aproximados para los valores de n medidos

(Skempton).



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II-4-2-3 Método de Tokimatsu y Yoshimi (1983) Tokimatsu y Yoshimi realizaron una revisión exhaustiva del comportamiento observado en los depósitos de suelos arenosos durante terremotos previos, con especial énfasis en características tales como el golpeo en el ensayo de penetración estándar (NSPT) y el contenido de finos (CF). En función de esto y de los resultados de ensayos triaxiales cíclicos sobre muestras inalteradas de alta calidad, obtenidas por congelamiento “in situ”, llegaron a las siguientes conclusiones:

1) Las arenas con un CF > 10 % tienen mayor resistencia a la licuación que las arenas limpias con el mismo NSPT.

2) No ocurren daños importantes debido a licuación en arenas limpias con N1

> 20.

3) Los suelos con un contenido de finos arcillosos (tamaño inferior a 5 micrones) mayor que el 20 % son muy poco susceptibles de licuarse, a menos que su índice plástico (IP) sea muy bajo.

4) Las arenas con gravas tienen menor resistencia a la licuación que las

arenas limpias sin gravas y con el mismo N1.

5) El modo de ejecución del SPT debe ser tenido en cuenta puesto que los equipos que utilizan el sistema de "caída libre" de la pesa, aplican una energía un 20 % superior a la de los que emplean el dispositivo tradicional de "polea y cuerda".

A continuación y con base en las conclusiones anteriores, propusieron un procedimiento para estimar el potencial de licuación de los suelos, que consta de los pasos siguientes:

1) Si el contenido de arcilla es mayor que el 20 % debe considerarse que el suelo no es susceptible de licuarse, a menos que su IP sea bajo o que se trate de un suelo sensitivo.



85

2) Se debe calcular los esfuerzos de corte dinámicos con la expresión:

)015,01()1(1,0'

max

'

zg

aM

v

v

v

d −−=σσ

στ (II-6)

En la cual z es la profundidad expresada en m y los demás símbolos tienen

el significado conocido.

3) Se deben corregir los valores de NSPT en función de la energía realmente aplicada a las barras, teniendo en cuenta que los datos que se han tomado como referencia han sido obtenidos con un equipo de SPT que aplica una energía del orden del 80 % de la teórica.

4) Para obtener los valores de NSPT ajustados (Na) para una σ'v = 1 Kg/cm² y

para un CF determinado, debe usarse la expresión:

En la cual σ'v se introduce en Kg/cm² y ∆NF se extrae de la Tabla II-7, en función

de CF.

6) Para determinar la resistencia a la licuación se deben utilizar las curvas empíricas que aparecen en la Figura II-37, en términos de τ/σ'v, N, CF y γ (deformación angular en %). Dichas curvas vienen dadas por la expresión:

En la cual Cs es una constante semiempírica que depende de la

deformación tangencial γ (Cs = 94 - 19 log γ) y que adopta valores entre 80 y 90 en el límite entre las condiciones de licuación y de no licuación (γ entre 2 y 5 %), y de 75 para el caso de licuación extensiva (γ = 10 %).

6) Finalmente debe calcularse el factor de seguridad respecto de la licuación:

)(II N + N = N + N ),7 +

1,7( = N F1Fv

a 70

−∆∆σ

)(II14] )C

N 16( + 100

N 16[ 0,26 = s

aa

v

l 8−′σ

τ



86

Contenido de finos (%) ∆NF

0 a 5 0

5 a 10 Interpolación

10 0.1 CF + 4

El cual es conveniente que sea al menos 1,5 para N1 ≤ 10 y 1,3 para arenas medianamente densas a densas.

Tabla II-7 Incremento equivalente de N en función del contenido de finos (CF)

(Tokimatsu y Yoshimi, 1983).

Figura II-37a Correlación de campo entre la relación de esfuerzos cíclicos, τd/σ´v, y el

valor de NSPT corregido, N1, para arenas limpias (Tokimatsu y Yoshimi, 1983).

)(II // = F

vd

vll 9−

′

′

στστ

τ/σ'v



87

Figura II-37b Correlación de campo entre la relación de esfuerzos cíclicos, τd/σ´v, y el

valor de NSPT corregido, N1, para arenas con más del 10% de fino (Tokimatsu y Yoshimi, 1983).

II-4-2-4 Método de Taiping y otros (1984) Estudios de licuación efectuados en China permitieron establecer, por medio de un análisis estadístico, una correlación entre las características sísmicas que causan licuación y los valores críticos del número de golpes en el ensayo de penetración estándar (Ncrít.), que separan condiciones de licuación y de no licuación, hasta una profundidad de 15 m, aproximadamente. Dicha correlación tiene la expresión siguiente: Ncrít = N* [1 + 0,125 (ds - 3) - 0,05 (dw - 2) - 0,07 pc] (II-10) Donde: ds = profundidad en metros de la capa arenosa considerada. dw = profundidad en metros del nivel freático. pc = porcentaje en peso de partículas con tamaño de arcilla. N*= Es función de la intensidad del sismo, según la escala Mercalli

modificada, que adoptan los valores que se indican en la Tabla II-8.

τ/σ'v



88

Intensidad N* (golpes/30 cm) M amáx.

VII 6 7.5 0.10 gVIII 10 7.5 0.20 gIX 16 7.5 0.35 gX

Tabla II-8 Valores de N* en función de la intensidad del sismo, según la escala Mercalli

Modificada (Taiping y otros, 1984). II-4-2-5 Método de Ambraseys (1988) Ambraseys realizó una re-evaluación de los datos de campo dados por Seed y otros (1985) y por diversos autores japoneses, agregando unos pocos nuevos casos, con el objeto de obtener una correlación entre el golpeo del ensayo de penetración estándar (NSPT) y la relación τ/σ'v que produce licuación, para sismos de diferentes M, en forma directa y sin usar el concepto de número de ciclos equivalentes (utilizando los factores de escala que aparecen en la Tabla II-2). A partir de los datos mencionados llegó a las siguientes expresiones: • Para M ≥ 7,5 y CF < 5 %, ó 6,0 ≤ M < 7,5 y CF < 13 %: τ/σ'v = 3,29 [(N1)60]0,755 . e[0,06 (N

1)60

- 0,81 M] (II-11) • Para 6,0 ≤ M < 7,5 y CF < 5 %: τ/σ'v = 0,4 [(N1)60] . e[0,06 (N

1)60

- 0,525 M] (II-12)

Donde (N1)60 es el golpeo de SPT para una energía realmente aplicada, del orden del 60 % de la teórica.

)(II N )20 (0.77 = )N( 60

v10601 13log −•

′σ



89

Por medio de dichas expresiones se pueden obtener curvas límite que separan condiciones de licuación y de no licuación como las que aparecen en la Figura II-38. Figura II-38 Relación de esfuerzos cíclicos que causan licuación en función de (N1)60,

para arenas limpias, según las ecuaciones 16 y 17 (Ambraseys, 1988). Además de las anteriores, Ambraseys da también una expresión para la máxima distancia al epicentro del sismo (Re), a partir de la cual es muy probable que no se produzca licuación: M = -0,31 + 2,65 x 10-8 Re + 0,99 log Re (II-14) Con Re en cm. Esta relación entre M y Re aparece representada en la Figura II-39 junto con la fórmula dada por Kuribayashi y Tatsuoka (1975).

τ/σ'v



90

Figura II-39 Relación entre la máxima distancia al epicentro para sitios con licuación,

Re, y la magnitud del sismo M. II-4-3 METODOS BASADOS EN LA RESISTENCIA POR PUNTA (qc) DEL CPT II-4-3-1 Método de Zhou (1980) Al igual que el método de Taiping y otros, este método se desarrolló a partir de estudios de licuación efectuados en China, los cuales por medio de un análisis estadístico permitieron establecer una correlación entre las características sísmicas que causan licuación y, los valores críticos de la resistencia a la penetración por punta, qCcrít, en prueba de penetración con cono estático (CPT), que separan condiciones de licuación y de no licuación, hasta una profundidad de 15 m, aproximadamente. Dicha correlación tiene la expresión siguiente: qCcrít = qc* [1 - 0,065 (dw - 2)] [1 - 0,05 (ds - 2)] (II-15)



91

Intensidad qc* (kg/cm2) M amax

VII 60-70 7.5 0.10 g

VIII 120-135 7.5 0.20 g

IX 180-200 7.5 0.35 g

X 220-250

Donde: ds = profundidad en metros de la capa arenosa considerada. dw = profundidad en metros del nivel freático. pc = porcentaje en peso de partículas con tamaño de arcilla. qc*= Es función de la intensidad del sismo (I), según la escala Mercalli

modificada, que adoptan los valores que se indican en la Tabla II-9. Tabla II-9 Valores de qc* en función de la intensidad del sismo, según la escala Mercalli

modificada. (Zhou y otros, 1980). Esta correlación empírica fue establecida con base en datos de pruebas de campo realizadas sobre arenas limpias, es decir, con pequeño contenido de finos (D50 ≈ 0,25 mm). También puede aplicarse a arenas limosas (D50 ≈ 0,07 mm), si a los valores de qc obtenidos se les suma, previamente, la cantidad ∆qc (en Kg/cm²) calculada mediante la siguiente expresión (Zhou, 1981):

Donde: σ'v = Esfuerzo vertical efectivo, en Kg/cm². ∆τL/σ'v = Variación en la relación de esfuerzos cíclicos que produce licuación, para

veinte ciclos, en función del porcentaje en peso de partículas que pasan

)(II )( 0,7) + ( 584 =qv

lv 16−

∆∆

′′

στσ



92

por la malla Nº 200 (contenido de finos, CF). Se puede estimar con la siguiente fórmula ∆τL/σ'v = 0,0022 CF a 0,0075 CF (≤ 0,175).

II-4-3-2 Método de Seed y de Alba (1986) Tomando como base la Figura II-40 que vincula a la relación qc/N con el D50, para suelos arenosos y limo-arenosos, Seed y de Alba (1986) expresaron las curvas límite que aparecen en las Figuras II-31 y II-35, en términos de qc1 y obtuvieron la Figura II-41. El valor de qc1, de modo análogo al de N1, se obtiene multiplicando el valor qc obtenido con CPT, por el factor de corrección Cqc (Figura II-33). La Figura II-41, al igual que la II-31 y la II-35, es válida para sismos de M = 7,5 y puede extenderse a otros M utilizando los factores de corrección indicados en la Tabla II-3. Figura II-40 Variación de la relación qc/N60 con el tamaño medio del grano D50 (Seed y

de Alba, 1986).



93

Figura II-41 Relaciones de esfuerzos cíclicos que causan licuación en función de qc,

para arenas limpias y limosas (Seed y de Alba, 1986) II-4-3-3 Método de Robertson y Campanella (1985) En forma resumida se puede decir que este método se obtuvo relacionando los valores de qc con Cr y N, previamente correlacionados por otros investigadores con los valores de τ/σ'v que producen licuación. Luego, en función de dichas correlaciones, Robertson y Campanella (1985) establecieron una curva límite, entre las condiciones de licuación y de no licuación, de características intermedias.



94

En efecto, en función de la curva límite obtenida por Christian y Swiger (1975), que correlaciona a τ/σ'v con Cr (Figura II-42), y de las correlaciones entre Cr y qc establecidas por Baldi y otros (1982), se obtuvo la Figura II-43. Luego, a partir del método de Seed y otros (1983), ya descrito, se obtuvo otra curva límite que separa los pares de valores τ/σ'v y de qc que producen licuación de los que no la producen. Para ello, Robertson y Campanella tuvieron que valerse de las correlaciones presentadas en las Figuras II-33 y II-44 para obtener los valores de qc normalizados (qc1), es decir, para una presión de sobrecarga de 1 Kg/cm², y para transformar los valores de N en qc, respectivamente. Finalmente, en la Figura II-45 aparece una comparación entre las dos curvas anteriores, basadas en correlaciones con Cr y con N, y la curva propuesta por Robertson y Campanella, quienes la trazaron teniendo en cuenta lo siguiente: 1- Factores tales como la edad, la cementación y la historia de esfuerzos

tienden a incrementar la resistencia a la licuación del depósito de suelo granular. Por lo tanto, una relación basada en Cr, tal como la mostrada en la Figura II-43, puede tender a subestimar dicha resistencia y, en consecuencia, la curva propuesta debe estar por encima de la curva basada en Cr.

2- La correlación con SPT está basada en una gran cantidad de

observaciones de campo que incluyen factores tales como la edad, la cementación y la historia de esfuerzos del depósito de suelo granular. Por lo tanto, la relación basada en datos de SPT tenderá a ser más representativa del comportamiento de campo. No obstante, como el valor de qc/N = 4,5 es un valor promedio considerado bajo para arenas (D50 > 0,25 mm), ya que el mismo se hace mayor a medida que las arenas se hacen más gruesas y a medida que se hace mayor la energía entregada por el martillo a las barras en la prueba SPT, la curva propuesta debe estar por debajo de la curva basada en SPT.



95

Figura II-42 Correlación entre la relación de esfuerzos cíclicos (τ/σ´v) y la compacidad

relativa (Cr) basada en datos de Christian y Swinger, 1975 (Robertson y Campanella, 1985).

Figura II-43 Correlación entre la resistencia a la licuación y qc obtenida a partir de la

Figura 41 y de las correlaciones entre qc y Cr establecidas por Balde y otros, 1982 (Robertson y Campanella, 1985).



96

Figura II-44 Variación de la relación qc/N con el tamaño medio del grano (D50)

(Robertson y otros, 1983). Como la correlación propuesta (Figura II-45) es aplicable solamente a arenas limpias con D50 > 0,25 mm y basándose en trabajos de Zhou (1981), Robertson y Campanella produjeron una segunda correlación para suelos con D50 < 0,15 mm, es decir para arenas limosas, mediante el decrecimiento de la correlación



97

propuesta para arenas en un valor de qc = 40 Kg/cm² aproximadamente (Figura II-46). Las curvas que aparecen en las Figuras II-45 y II-46 separan condiciones de licuación y de no licuación para sismos de magnitud M = 7,5. Para sismos de otras magnitudes, al igual que en el método anterior, deben multiplicarse las ordenadas de dichas curvas por los factores de escala que aparecen en la Tabla II-3, para obtener las curvas límite correspondientes. Este método se aplica de la misma manera que el método de Seed y colaboradores ya descrito. Además del criterio expuesto para evaluar el potencial de licuación, Robertson y Campanella adaptaron la carta de clasificación de suelos, en función de qc y de fs/qc (fs = resistencia a la penetración por fricción en la prueba CPT), desarrollada por Martin y Douglas (1981), marcando un área, la zona A, en la cual quedan comprendidos los suelos susceptibles de licuarse (Figura II-47). Las arenas limpias, cuarzosas, sueltas, con D50 > 0,25 mm, tienden a caer en la parte superior de dicha zona, con qc comprendido entre 30 y 150 Kg/cm² y fs/qc menor que el 1 %. A su vez, las arenas limosas sueltas y los limos, con D50 < 0,15 mm, tienden a caer en la parte inferior de la misma, ya que un decrecimiento en el tamaño medio de grano tiende a causar una disminución en el valor de qc. Esta carta puede usarse solamente para hacer una identificación preliminar de los suelos susceptibles a la licuación y se puede ir ajustando de acuerdo con datos relevantes adicionales que se vayan reportando.



98

Figura II-45 Resumen de las características entre la resistencia a la licuación y qc1

para arenas limpias, con un D50>0.25mm (Robertson y Campanella, 1985)

Figura II-46 Correlaciones entre la resistencia a la licuación y qc1 para arenas limpias y

para arenas limosas, con un D50>0.15mm (Robertson y Campanella, 1985).



99

Figura II-47 Carta de clasificación de suelos, con base en CPT, mostrando la zona de

suelos licuables propuesta (Robertson y Campanella, 1985). II-4-3-4 Método de Teparaksa (1991) Utilizando datos sobre el comportamiento del terreno durante sismos pasados, Teparaksa (1991) obtuvo la siguiente correlación entre la resistencia a la licuación y la resistencia a la penetración por punta del CPT:

)(II 1)q + 1q( - 250

50 - 1)q + 1q( 0.2 + 0.1 =

cc

cc

v

l 17−

∆

∆

′στ



100

En esta correlación qc1 (en Kg/cm2) es el valor de qc ajustado para una σ'v = 1 Kg/cm2 por medio de la expresión (II-12) y ∆qc1 es el incremento de resistencia en función del CF, que es igual a cero para suelos con D50 ≥ 0,25 mm y al valor dado por la siguiente expresión para D50 < 0,25 mm:

A partir del τl/σv' obtenido y del τd/σv' calculado según la ecuación (II-11), se puede determinar el factor de seguridad utilizando la expresión (II-14). II-4-3-5 Método de Armijo (1995) Este método permite evaluar el potencial de licuación en función directamente, de la forma en que varía la resistencia por punta del CPT qc (normalizado con respecto a σ´v) con la profundidad. Ha sido desarrollado a partir del estudio de la base de datos obtenida en los sismos ocurridos en el Valle de Mexicali, México (1980) y en el Valle Imperial, USA (1981), siendo posteriormente contrastado con los datos en que se basa el Método de Seed y otros, comentado en el apartado 4-2-2. El la gráfica qc/σ´v versus profundidad se definen dos fronteras, una curva límite por la izquierda y otra curva por la derecha. Dichas curvas constituyen la base del método para evaluar el potencial de licuación de un depósito de suelo granular fino. Los suelos en los que qc/σ´v en función de la profundidad caiga a la izquierda de la curva límite por la izquierda, se consideran no susceptible a licuarse (Figura II-48). Estos valores bajos de qc/σ´v están asociados un contenido significativo de finos. La ecuación que define la curva límite por la izquierda es la siguiente:

qc = 14.24 σ´v0.71 (II-19)

)(II )(mm) D

(mm) D - 0.25( 1q = 1q50

50cc 18−∆



101

Los suelos en los que qc/σ´v en función de la profundidad caiga a la izquierda de la curva límite por la derecha serán susceptibles a licuar y no susceptibles en el caso contrario (Figura II-49). Estas curvas están en función de la aceleración máxima registrada en superficie y la expresión que las define es la siguiente:

qc = 34.14 σ´v0.71 exp.(1.5 amax / g) (II-20)

Originalmente las curvas límites por la derecha correspondían a una aceleración máxima de 0.60 g, la cual representaba a la aceleración máxima ocurrida en los sismos en el cual se basa este método. Con el objetivo de darle un carácter más general al mismo, se extrapoló a otros valores de aceleración y por tal motivo la expresión quedó en función de la misma. Todos los suelos que tengan las siguientes características, tampoco son susceptibles a licuarse:

fs / qc > 2.5%. IP > 10%. LL > 35%.

Siendo:

fs = La fricción lateral desarrollada en el CPT.

IP = Índice plástico.

LL = Límite líquido.

Sin embargo, debido a que para valores muy pequeños de qc el parámetro fs / qc deja de ser confiable (Schmermant, 1978-a). Puede suceder que en estratos formados por suelos arcillosos muy blandos, no susceptible a licuarse, dicho parámetro se encuentre por debajo del 2.5%.



102

Figura II-48 Curvas límite promedio por la izquierda y por la derecha (para amax = 0.6 g)

obtenidas con base en datos del Valle de Mexicali (Armijo, 1995)



103

Figura II-49 Curvas límite por derecha para valores de amax variables entre 0.2 y 0.8 g

obtenidas en base a datos de los Valles de Mexicali e Imperial (Armijo, 1995).



104

II-4-3-6 Método propuesto por “National Center for Earthquake Engineering

Research (NCEER)” (1996)

En los últimos años, la cantidad de información disponible de las campañas de

exploración geotécnica realizadas a partir del ensayo CPT, ha facilitado el

desarrollo de correlaciones más fiables, para estimar el esfuerzo cíclico

resistente del terreno de manera directa y no teniendo que recurrir a convertir

los resultados de los CPT a número de golpes equivalentes del ensayo de SPT,

para luego aplicar el método de evaluación de licuación basada en el SPT y

evaluar la peligrosidad ante el fenómeno de la licuación (como se había venido

aplicando en el pasado).

En la Figura II-50 se muestra la gráfica desarrollada por Robertson y Wride

(1996), para determinar el peligro de licuación a partir de los resultados de los

ensayos de CPT, para un arena con contenido de finos de 5 % y una magnitud

de sismo de 7.5.

En esta figura el esfuerzo cíclico resistente (CRR), aquellos sitios donde el

fenómeno de licuación ha sido o no observado, se grafica en función de la

resistencia por punta del CPT corregida y normalizada qc1N. Una curva separa

las zonas donde se han detectado licuación de las que no. Las curvas

discontinuas muestran el potencial de deformación tangencia cíclica (γe) en

función de qc1N, y en ellas se puede observar que la deformación tangencial

cíclica y el potencial de deformación en los suelos licuables disminuyen en la

medida que la resistencia a la penetración se incrementa.

La curva que separa las zonas licuables de las no licuables, en la Figura II-50,

se puede expresar mediante las siguientes ecuaciones:

Si (qc1N)cs < 50, CRR7.5 = 0.833[(qc1N)cs/1000] + 0.05 (II-21)



105

Si 50.(qc1N)cs < 160, CRR7.5 = 93 [(qc1N)cs/1000]3 + 0.08 (II-22 )

Donde (qc1N)cs es la resistencia a la penetración del cono por punta en arenas

limpias, normalizado para una tensión efectiva vertical de 100 kPa

(aproximadamente 1 atmósfera).

Figura II-50 Gráfica para determinar el peligro de licuación mediante el ensayo CPT

(Robertson y Wride,1996).



106

Normalización de la resistencia a la penetración por punta del CPT.

La resistencia a la penetración por punta del CPT se normaliza, para tomar en

cuenta el estado tensional del terreno, mediante la siguiente expresión:

qc1N = CQ(qc /Pa) (II-23)

Donde:

CQ = (Pa/σ´.vo)n (II-24)

CQ, es un factor de normalización, Pa es 100 kPa o aproximadamente 1

atmósfera de presión en las mismas unidades usadas para expresar la tensión

efectiva vertical σ´vo y qc es la resistencia a la penetración medida en la punta.

El valor de CQ igual a 2.0, es generalmente usado para resultados del CPT

obtenidos a poca profundidad.

El valor del coeficiente n es dependiente de las características granulométricas

del suelo y varían entre 0.5 para arenas limpias hasta 1 para arcillas (Olsen,

1996). La selección de este coeficiente para el análisis de licuación, se

comentan en los párrafos siguientes.

La relación de fricción (resistencia por fuste divido la resistencia por punta,

expresadas en porcentaje), por lo general, se incrementa al aumentar el

contenido de finos y la plasticidad del suelo. Robertson and Wride (1996)

sugirieron que la caracterización del suelo y la estimación de los finos podía ser

realizada de manera aproximada a partir de los registros del CPT. Las

recomendaciones de Robertson and Wride se esquematizan en las Figuras II-

51 y II-52.



107

Las fronteras entre los suelos tipo 2 hasta el tipo 7, en la Figura II-51, se puede

aproximar a círculos concéntricos (Jeffries y Davies, 1993); entonces el radio

de cada círculo se puede definir como el índice de tipo de suelo (Ic), el cual se

puede calcular mediante la siguiente ecuación:

Ic= [(3.47 - log Q)2 + (1.22 + Log F)2]0.5 (II-25)

Donde:

Q = [(qc – σ´vo)/Pa][(Pa/ σ´vo)n] (II-26)

F = [fs/(qc - σ´vo )] x 100% (II-27)

Figura II-51 Características de los suelos en función de la resistencia a la penetración

por punta del CPT (Robertson, 1990).



108

Figura II-52 Índice de tipo de suelo Ic vs. El contenido aparente de finos para suelos

normalmente consolidados (Robertson y Wride, 1996).

La gráfica correspondiente a la Figura II-51, se realizó utilizando un exponente

n = 1, el cual es el apropiado para los suelos arcillosos. Para los suelos

arenosos el exponente n = 0.5 es el apropiado. Un valor intermedio entre 0.5 y

1 es el correspondiente a las arenas limosas y limos.

Robertson and Wride, recomiendan el siguiente procedimiento para seleccionar

el exponente n y el índice Ic:

El primer paso consiste en diferenciar los suelos finos de los granulares,

utilizando la Figura II-51. Esta separación se realiza asumiendo un exponente n

= 1 (correspondiente a un suelo arcilloso) y llevando a cabo los siguientes

cálculos.

Para arcillas, el factor adimensional Q para arcillas es:



109

Q = [(qc – σ´vo)/Pa] . [(Pa/ σ´vo)n] = [(qc - σ´vo)/ σ´vo ] (II-28)

Si el valor de Ic calculado con un exponente n= 1 es mayor a 2.6, el suelo es

clasificado como cohesivo, por lo cual no será licuable.

Los criterios expuestos en el método Chino, comentados en los apartados

siguientes podrían ser utilizados para confirmar la no susceptibilidad a la

licuación de un determinado suelo.

Si el valor de Ic es menor que 2.6, el suelo será más granular, por lo que el

coeficiente Q deberá ser determinado con un exponente n= 0.5 (ecuación II-

26). Para este caso CQ también deberá ser recalculado utilizando un exponente

n= 0.5 (ecuación II-24) y qc1N (a partir de la ecuación II-23). Con estos valores,

Ic se determina de nuevo. Si el resultado obtenido en menor a 2.6, el suelo

podrá ser clasificado como granular y no plástico, entonces este valor de Ic

podrá ser utilizado para estimar la resistencia a la licuación

Si el nuevo valor de Ic es mayor que 2.6, el suelo será limoso y posiblemente

plástico. Por lo que, qc1N debe ser recálculado (ecuación II-23) utilizando un

exponente n= 0.7 (valor intermedio) en la ecuación II-24 e Ic se determinará

mediante la ecuación II-25, utilizando el nuevo valor de qc1N. Este será el valor

de Ic utilizado para calcular la resistencia a la licuación.

Debido a que la relación entre Ic y el tipo de suelo es una aproximación, los

suelos con un valor de Ic de 2.4 o mayores, deberán ser sondeados y las

muestras obtenidas ser analizadas, con el objetivo de verificar la

susceptibilidad a la licuación con otro criterio.



110

Estimación de la resistencia a la penetración por punta del cono

normalizada (qc1N)cs.

Para corregir la resistencia a la penetración normalizada (qc1N) en las arenas

con finos y obtener una resistencia equivalente a arenas limpias (qc1N)cs, para el

cálculo de la resistencia a la licuación CRR, se aplica la siguiente expresión:

(qc1N)cs = Kcqc1N (II-29)

Donde Kc es el factor de corrección por las características granulométricas del

terreno y se puede definir por las siguientes ecuaciones (Robertson y Wride,

1996):

Para Ic . 1.64 → Kc = 1.0 (II-30a)

Para Ic >1.64 → Kc = -0.403 Ic4 + 5.581 Ic3 - 21.63 Ic2 + 33.75 Ic - 17.88 (II-30b)

A pesar de que el contenido de finos determinado en laboratorio se puede

sustituir por el contenido de finos aparente, en la Figura II-52, y calcular

directamente Ic, no se debe hacer debido a que se obtienen valores erróneos.

Como se ha podido observar, el factor Ic es función de la plasticidad y otros

factores, además del contenido de finos. Por lo tanto, cuando se utilicen los

resultados del CPT, Ic debe calcularse a partir de la ecuación II-25, en vez de

estimarlo a partir del contenido de finos.

La curva que relaciona el factor Kc en función de Ic, definidas a partir de las

ecuaciones II-30a y II-30b se grafican en la Figura II-53. Para valores de Ic

mayores a 2.6, la curva se grafica en líneas discontinuas, indicando que el

suelo tiene un alto contenido de finos y su comportamiento será plástico, por lo

cual no será susceptible a licuar.



111

Figura II-53 Factor de corrección por el contenido de finos, para determinar la

resistencia equivalente del CPT en arenas limpias (Robertson y Wride,

1996).

Con un valor apropiado de Ic y Kc, las ecuaciones II-21, II-22, II-30a y II-30b

podrán ser utilizadas para calcular el CRR7.5. Para ajustar el CRR a

magnitudes mayores o menores de 7.5, el cálculo de CRR7.5 debe ser

multiplicado por el apropiado factor de corrección por magnitud, comentado en

apartados anteriores.

Corrección de la resistencia a la penetración por punta del CPT por la

existencia de un estrato blando o rígido de poco espesor.

Estudios teóricos y experimentales han revelado que la resistencia a

penetración del cono es influenciada por la existencia de un estrato de suelos

más blando o más rígido por debajo de la punta del mismo. Debido a ello, el



112

CPT, en algunos casos, no mide la resistencia total a la penetración en los

estratos granulares finos de poco espesor, localizados entre estratos blandos.

La profundidad, en que la resistencia por punta, es influenciada por la

existencia de un estrato de menor o mayor rigidez es en torno a 2 – 3

diámetros del cono en el caso de arenas flojas o arcillas blandas, mientras que

en arcillas rígidas o arenas densas esta distancia puede llegar a ser de hasta

20 diámetros. Por este motivo debe prestarse mucha atención a la hora de

evaluar la resistencia por punta del CPT, en los estratos de arenas finas, sobre

todo los localizados entre estratos con resistencias a la penetración menores.

Vreugdenhil y otros (1994) desarrollaron un procedimiento para estimar la

resistencia total por punta del CPT, en estratos de suelos rígidos de poco

espesor, localizado entre estratos mucho más blandos. Con base en este

modelo, Robertson y Fear (1995), sugirieron el factor de corrección a la

resistencia a la penetración del CPT (KH), en función del espesor del estrato,

como se muestra en la Figura II-54. La corrección solo es aplicable en los

estratos rígidos o densos de poco espesor, localizado entre de terrenos

blandos de gran espesor. En dicha figura se recomiendan utilizar la curva con

la relación qcA/qcB = 2.

La expresión para evaluar el factor de corrección KH es:

KH = 0.5 [(H/1,000) - 1.45]2 + 1.0 (II-31)

Donde H es el espesor del estrato intermedio en mm, qcA y qcB son las

resistencias a la penetración por punta de los estratos rígidos y blandos,

respectivamente.



113

Figura II-54 Factor de corrección KH, para determinar la resistencia a la penetración

por punta del CPT en un estrato de poco espesor, localizado entre dos

estratos blandos de gran espesor (Robertson y Fear, 1995).

Espesor del estrato (H) para un cono de 35.7mm de diámetro



114

II-4-4 METODOS BASADOS EN LA VELOCIDAD DE PROPAGACIÓN DE LAS

ONDAS DE CORTE

El uso de velocidad de propagación de las ondas de corte, como un índice de la resistencia a la licuación, se justifica con el hecho de que la misma y la resistencia a la licuación, están influenciados por la densidad, confinamiento, historia de tensiones y edad geológica existente en el terreno. El uso de la velocidad de propagación de las ondas de corte (Vs) presenta las siguientes ventajas:

1) La velocidad de propagación de las ondas de corte (Vs) puede ser medida con precisión mediante varios ensayos “in situ”, como son el “cross-hole” sísmico, ensayo de penetración estático sísmico (SCPT), o mediante el análisis espectral de ondas superficiales.

2) Su medición es posible realizarla en suelo donde resulta difícil la toma

de muestras, como las gravas, y en sitios donde los sondeos no son permitidos, como en vertederos.

3) Se pueden llevar a cabo mediciones en pequeños especimenes en

laboratorio, haciendo posible una comparación directa entre el comportamiento en laboratorio y el comportamiento en el campo.

4) La velocidad de propagación de las ondas de corte está directamente

relacionada, para pequeñas deformaciones, al módulo de corte máximo Gmax , el cual es un parámetro necesario para la evaluación analítica de las deformaciones tangenciales dinámicas.

Las dos principales limitantes del uso de estos métodos en la evaluación de la resistencia a la licuación son las siguientes:

1) La carencia de una muestra para la identificar los finos que no son susceptibles a sufrir licuación.



115

2) Las mediciones son muy sensitivas a la frágil cementación intergranular,

la cual puede ser producida por envejecimiento o por cualquier otro proceso de cementación, los cuales son eliminados a largas deformaciones. Por lo tanto, conjuntamente con estos métodos deben ejecutarse sondeos y ensayos de penetración para identificar los suelos frágilmente cementados y los arcillosos (no susceptible a sufrir licuación).

II-4-4-1 Método de Seed y otros (1983) En términos generales, en los 15 m superiores de un depósito de suelo potencialmente licuable, σ'v se mantiene menor que 1,9 Kg./cm² y para presiones menores que dicho valor, CN oscila entre 0,7 y 1,3 (Figura II-34). Teniendo en cuenta esto y la siguiente relación aproximada entre la velocidad de propagación de ondas de corte (Vs) y N:

Seed y otros (1983), tomando con criterio conservador NC = 0,9, llegaron a la

expresión:

A continuación, y a partir de esta expresión, se colocó el eje de las abscisas de la Figura II-34 en función de Vs. De este modo obtuvieron una correlación aproximada entre este parámetro y los valores de la relación de esfuerzos cíclicos que producen licuación. Dicha correlación resulta enteramente análoga a la expresada por estos autores en términos de N y de qc, y, en consecuencia, se aplica de un modo similar.

)(II N 56 (m/seg) V s 31−=

)(II N 60 0,9

N 56

CN 56

(m/seg) V 11

N

1s 32−===



116

Con base en ella se puede concluir que aún para sismos con M = 8,5, no se producirá licuación si la Vs, en los 15 m superiores, supera los 350 m/seg. Esto coincide con lo establecido en otras investigaciones, según las cuales las arenas del Holoceno, con valores típicos de Vs entre 200 y 225 m/seg, son más susceptibles de licuarse que las del Pleistoceno, con Vs mayor que 325 a 350 m/seg. II-4-4-2 Método de Robertson (1990) Tomando como base, principalmente, valores de Vs medidos en sitios que sufrieron licuación en el Valle Imperial de California y una cantidad limitada de datos procedentes de otros sitios, Robertson (1990) elaboró la Figura II-55. La curva que aparece en dicha Figura, permite obtener la τ/σ'v que produce licuación en función de la velocidad de ondas de corte normalizada (Vs1), mediante la siguiente expresión: Vs1 (m/seg) = Vs (Pa/σ'v)0,25 (II-33) En la cual la presión atmosférica (Pa) se expresa en las mismas unidades que σ'v, y Vs se introduce en m/seg. Debido a que la correlación anterior está basada en una cantidad relativamente limitada de datos de campo, en su estado actual no da la posibilidad de hacer correcciones en función del tipo de suelos o del contenido de finos.



117

Figura II-55 Relaciones de esfuerzos cíclicos que causan licuación en función de la

velocidad de ondas de corte corregida, Vs1 (Robertson, 1990). II-4-5 METODOS BASADOS EN LAS PROPIEDADES DE LA FRACCIÓN FINA

DEL SUELO II-4-5-1 Método Chino (1979) y Método Chino modificado (1991 y 1994) El potencial de licuación, de las arenas con finos plásticos, se puede evaluar por medio del denominado ¨Método Chino¨ desarrollado por Wang (1979). Los suelos que cumplan los siguientes cuatro criterios son vulnerables a licuar o tener una perdida considerable de su resistencia:

1) El porcentaje de finos, cuyo tamaño sea inferior a 0.005 mm, debe ser menor o igual al 20% (en los códigos chinos el tamaño de partículas 0.005 mm se utiliza para separar las arcillas de los limos).



118

2) El límite liquido menor o igual al 35 % (determinado con el ensayo

de caída de cono).

3) La humedad natural mayor o igual 0.9 del límite liquido.

4) El índice de liquidez (Iw) mayor o igual a 0.75. El ¨Método Chino¨ usualmente era aplicado estrictamente, sin tomar en cuenta las incertidumbres en la determinación de los parámetros en que se basa este método. En estudios posteriores (Finn 1991 y 1994), basados en el análisis de las incertidumbres encontradas en los métodos de determinación de estos parámetros, así como en la revisión de la base de datos utilizada por Wang, recomendaron ignorar el índice de liquidez, surgiendo el “Método Chino Modificado” (Figura II-56), en donde se adoptan los siguientes parámetros del terreno para que exista potencial de licuación:

Figura II-56 Método Chino modificado (Finn et al. 1994)



119

Límite liquido < 32 Límite liquido > 32

Contenido de arcilla < 10% SusceptibleSe requieren estudios más profundos (tomando en cuenta las partículas no plásticas, como la mica)

Contenido de arcilla > 10%

Se requieren estudios más profundos (tomando en cuenta las partículas arcillosas no plásticas)

No susceptible

Notas:1- El límite liquido es determinado con la cuchara de Casagrande.2- Las arcillas se definen como partículas menores a 0.002 mm

1) El porcentaje de finos, cuyo tamaño sea inferior a 0.005 mm, debe ser menor o igual al 15%.

2) El límite líquido menor o igual al 35%.

3) La humedad natural mayor o igual al 90% del límite líquido.

En el año 2000 Andrews y Martin, re-evaluaron los datos de campo recogidos en la base de datos de Seed et al. (1984 y 1985) y adaptaron el “Método Chino Modificado” a las unidades utilizadas en la normas A.S.T.M. (donde se definen las arcillas como partículas inferiores a 0.002 mm de tamaño). Andrews y Martin concluyeron (Tabla II-10) que suelos con menos del 10% de arcilla (< 0.002 mm) y un límite líquido (determinado con la cuchara de Casagrande) menor al 32 % se consideran potencialmente licuables. Los suelos con más del 10% de arcilla y un límite líquido mayor al 32% son menos susceptibles a licuar, mientras que los suelos situados entre los rangos expuestos anteriormente deben ser ensayos para determinar si son susceptibles o no. Tabla II-10 Susceptibilidad de licuación en limos y arenas arcillosas (Andrews y Martín,

2000). Este método solo evalúa la susceptibilidad de un determinado suelo a licuar en función de su contenido de finos, no tomando en cuenta aspectos como el estado



120

del terreno (densidad relativa) y las acciones actuantes. Por lo tanto, debe utilizarse como complemento a otro método que tome en cuenta estos aspectos. II-4-5-2 Método de Seed, Cetin y otros (2003) Este método surge a partir del estudio de casos de licuación en los sismos de Kocaeli (Turkía) y Chi-Chi (Taiwan), ocurridos en el año 1999. A partir de los ensayos de laboratorio realizados, se llegó a la conclusión de que los suelos con alta plasticidad son susceptibles a sufrir un incremento cíclico de la presión intersticial, y en consecuencia una perdida mayor de resistencia que la sugerida por el método Chino modificado. Los suelos de baja plasticidad (arenas y algunos suelos limosos) experimentan licuación a partir de un nivel relativamente bajo en las deformaciones tangenciales (generalmente del orden de un 3 a un 6%) y pudiendo ser grande su pérdida de resistencia. Suelos con alta plasticidad, por otro lado, también puede exhibir una pérdida de resistencia, al incrementarse la presión intersticial, pero dicho incremento será mucho menor que el asociado con los suelos licuables de baja plasticidad y la pérdida de resistencia se producirá a grandes deformaciones. Otro aspecto importante, es que el porcentaje de finos es menos importante que la plasticidad de dichos finos. Inclusive se han estudiado casos de licuación con porcentaje de arcilla superior al 15 %. En la figura II-57 se presenta una gráfica, donde se recogen las conclusiones de los estudios realizados sobre el potencial de licuación de suelos con un contenido de finos importante. Esta gráfica es aplicable en los siguientes casos:

a) Suelos con un contenido de finos mayor o igual al 20%, con un índice plástico superior al 12%.

b) Suelos con un contenido de finos superior o igual al 35%, con un índice plástico inferior al 12%.



121

Los suelos que estén dentro de la zona A de la gráfica, son considerados susceptibles a licuar, siempre y cuando, la humedad natural sea superior al 80% del límite líquido. Los suelos dentro de la zona B, caen dentro de un rango de transición entre la zona potencialmente licuable y la no susceptible, debido a ello, deben realizarse ensayos sobre muestras inalteradas. Experimentalmente se ha demostrado, que los suelos, situados en esta zona, han sido susceptibles a licuar cuando, la humedad natural del mismo ha sido mayor que el 85 % del límite líquido. El comportamiento de este tipo de suelos será más dúctil que en el caso A.

Figura II-57 Gráfica método de Seed, Cetin y otros (2003) Los suelos en la zona C no serán susceptibles a licuar bajo acciones cíclicas, pero esto no descarta que dicho suelo pueda tener un comportamiento sensitivo, con perdida de resistencia provocado por re-moldeo o debido a grandes deformaciones.

Zona C



122

Al igual que el Método Chino y Método Chino modificado, mediante este método solo se evalúa la susceptibilidad de un determinado suelo a licuar en función de su contenido de finos, no tomando en cuenta aspectos como el estado del terreno (densidad relativa) y las acciones actuantes. Por lo tanto, debe utilizarse como complemento a otro método que tome en cuenta estos aspectos. II-4-6 MÉTODOS BASADOS EN LA TEORÍA DE LAS PROBABILIDADES En la evaluación del potencial de licuación, existen muchas fuentes potenciales de incertidumbre, tanto en la evaluación de las acciones actuantes, como en la determinación de la resistencia del terreno, lo cual ha motivado el desarrollo de los métodos probabilísticos, con el objetivo de manejar estas variables. Las incertidumbres debidas a las cargas cíclicas actuantes pueden ser analizada utilizando un análisis probabilístico de la peligrosidad sísmica, mientras que las incertidumbres asociadas a la resistencia a la licuación pueden ser tratadas de dos maneras distintas:

1) El primer grupo se basa, en la caracterización probabilística de los parámetros, obtenidos en ensayos de laboratorio, que tienen influencia en la generación de presión intersticial. Hadar y Tang (1979) caracterizaron la incertidumbre de los parámetros en ensayos cíclicos de tensión controlada. Chaneau y Clough (1983) analizaron la generación probabilística de la presión intersticial utilizando información experimental y un modelo en tensiones efectivas. Cualquiera de estos métodos puede calcular la probabilidad de licuación debido a unas condiciones específicas de partida. La precisión dependerá del modelo de generación de presión intersticial y de los parámetros utilizados.

2) El segundo grupo se basa en la caracterización de la resistencia a la licuación por medio de ensayos “in situ” (Christian y Swinger, 1975; Yegian y Whitman, 1978; Veneziano y Liao, 1984). Estos análisis se basan en el empleo de varios métodos estadísticos y análisis de regresión, con el objetivo de asignar probabilidades de licuación para diferentes combinaciones de parámetros de resistencia y



123

CS

RN

(N ) (N )

CS

RN

CS

RN

CS

RN

(N )(N )

carga. En la Figura II-58 se pueden observar las curvas número de golpes en la prueba SPT vs. relación crítica de esfuerzos (τ/σ´v), obtenidas de los trabajos realizados por Liao (1988, 1998) y las más recientes obtenidas por Youd y Noble (1997), Toprak et al. (1999) y R.B. Seed et al (2001), para una probabilidad de licuación entre 5 y 95%.

Además del SPT, se han estudiado probabilísticamente métodos de predicción de licuación basados en CPT y velocidad de propagación de ondas de corte. Figura II-58 Métodos probabilísticos para la evaluación del potencial de licuación (CSRN =

relación cíclica de esfuerzo normalizada).



124

II-4-7 MÉTODOS BASADOS EN OTROS ENSAYOS DE CAMPO Además de los métodos mencionados, existen otros que intentan correlacionar los resultados de otras pruebas “in situ” con la resistencia a la licuación. Dichas pruebas son, entre otras, el piezocono (Schmertmann, 1978), el dilatómetro plano (Marchetti, 1982; Robertson y Campanella, 1986), la medición de las propiedades eléctricas (Arulmoli y otros, 1985) y la explosión de cargas de dinamita (Florín e Ivanov, 1961). Sin embargo, la cantidad de datos en que se basan estas correlaciones, correspondientes a sitios que sufrieron licuación en el pasado, es todavía bastante escasa. En consecuencia, no resultan, desde este punto de vista, tan confiables como las que se apoyan en resultados de ensayos de penetración y, particularmente, de SPT. En el caso particular del piezocono, se debe tener en cuenta que la magnitud de la presión de poro registrada durante la penetración con cono, depende no sólo del estado de esfuerzos efectivos y de la compresibilidad o dilatancia de los suelos granulares “in situ”, sino también de su permeabilidad y de la velocidad de penetración, forma y ubicación del elemento sensible en el cono empleado (Schmertmann, 1978; Campanella y otros, 1982 y 1984). Por lo tanto, su uso como una medida de la resistencia a la licuación resulta extremadamente difícil de cuantificar, sobre todo y como se ha dicho antes, a partir de la pequeña cantidad de datos con que se cuenta hasta la fecha. II-4-8 RECAPITULACIÓN II-4-8-1 Métodos de predicción Por las razones expuestas al inicio del apartado II-4, los métodos para evaluar el potencial de licuación basados en correlaciones empíricas entre el comportamiento en sismos anteriores y la resistencia a la penetración y, últimamente, la velocidad de propagación de ondas de corte, son las más usadas.



125

Estos métodos se dividen básicamente en cinco grupos y a su vez en varios sub-grupos:

1) Métodos basados en el número de golpes del SPT. 1a) Métodos de Kishida y Ohsaki (1969 y 1970). 1b) Método de Seed y otros (1983 y 1985). 1c) Método de Tokimatsu y Yoshimi (1983). 1d) Método de Taiping y otros (1984). 1e) Método de Ambraseys (1988).

2) Métodos basados en la resistencia por punta (qc) del CPT. 2a) Método de Zhou (1980). 2b) Método de Seed y de Alba (1986). 2c) Método de Robertson y Campanella (1985). 2d) Método de Teparaksa (1991). 2e) Método de Armijo (1995). 2f) Método propuesto por “National Center for Earthquake

Engineering Research (NCEER)” (1996).

3) Métodos basados en la medida de la velocidad de ondas (Vs). 3a) Método de Seed y otros (1983). 3b) Método de Robertson (1990).

4) Métodos basados en las propiedades de fracción fina de los suelos.

4a) Método Chino (1979) y Método Chino modificado (1991 y 1994). 4b) Método de Seed, Cetin y otros (2003).

5) Métodos basados en la teoría de las probabilidades.

5a) Métodos basados en el número de golpes de la prueba SPT, resistencia por punta (qc) y fuste del CPT y, medida de la velocidad de propagación de las ondas de corte.

Estos métodos a su vez, se podría también clasificar de acuerdo a los siguientes criterios:



126

1- Métodos que evalúan la resistencia a la licuación (τl/σ'v) y la comparan con el esfuerzo cíclico inducido por el sismo (τd/σ'v), dentro de esta grupo se encuentran los siguientes métodos:

- En función de N del SPT

Método de Seed y otros (1983 y 1985). Método de Tokimatsu y Yoshimi (1983). Método de Ambraseys (1988).

Métodos probabilisticos basados en SPT. - En función de qc del CPT.

Método de Seed y de Alba (1986). Método de Robertson y Campanella (1985). Método de Teparaksa (1991). Métodos probabilísticos basados en CPT.

Método propuesto por “National Center for Earthquake Engineering Research (NCEER)” (1996).

- En función de Vs.

Método de Seed y otros (1983) Método de Robertson (1990)

Método probabilisticos basados en Vs.

2- Métodos que establecen un valor crítico de la resistencia a la penetración. - En función de N del SPT.

Método de Taiping y otros (1984).

- En función de qc del CPT. Método de Zhou (1980).

3- Método basado en la aceleración máxima en superficie. - En función de qc del CPT.

Método de Armijo (1995).

4- Métodos basados en las propiedades de la fracción fina del suelo. Método Chino (1979) y Método Chino Modificado (1991 y 1994).



127

Método de Seed, Cetin y otros (2003). Las correlaciones y las ecuaciones fundamentales en las que se basan los métodos anteriores pueden verse en los apartados correspondientes a cada método. II-4-8-2 Análisis de las variables que intervienen a) Métodos que evalúan la resistencia a la licuación y la compara con el esfuerzo cíclico inducido por el sismo En los métodos que evalúan la resistencia a la licuación (τl/σ'v) y la comparan con el esfuerzo cíclico inducido por el sismo (τd/σ'v), las variables que intervienen son las siguientes: - Dependientes del terreno: Profundidad de los estratos arenosos, Z Profundidad del nivel freático, ZNF Densidad, γ N, qc ó vs Contenido de finos, CF, o tamaño efectivo medio, D50 - Dependientes del sismo: Aceleración superficial máxima, amáx Magnitud, M Intensidad, I Distancia al epicentro, Re Entre las variables dependientes del terreno, las tres primeras (Z, ZNF y γ) intervienen directamente a través de las presiones verticales totales, (σv), efectivas, (σ'v) y del factor rd, e indirectamente por medio de los factores CN, Cqc y Cvs.



128

El factor rd, que tiene en cuenta la deformabilidad de la columna de suelo, es una función decreciente con Z y variable según el autor considerado. El rango de variación de rd comienza a ser importante a partir de los 10 a 15 m de profundidad, tal como aparece en la Figura II-59. Los factores CN, Cqc y Cvs, por los cuales se multiplican N, qs y Vs, respectivamente, para referirlos a una presión efectiva unitaria, son unas funciones decrecientes de σv', variables también según el autor considerado. Sin embargo, el rango de variación de estos factores es bastante menos importante que el de rd, tal como puede verse en la Figura II-60. Boulanger realizó una reevaluación de estos factores, basándose en estudios teóricos y experimentales con datos de ensayos de CPT y SPT. La expresión resultante de estos estudios es la siguiente:

CN = (Pa/σ´v)m (II-34) Donde el exponente m es linealmente dependiente de la Densidad o compacidad relativa y varía de acuerdo a la siguiente expresión: m = 0.784 – 0.521 Cr (II-35)

En la Figura II-61, se grafican los valores de CN en función de la compacidad relativa y la profundidad. Los métodos basados en resultados de SPT están referidos, por lo general, a una energía real aplicada al tomamuestras, Er, del orden del 60% de la energía teórica, Et. Debido a los inconvenientes propios de esta prueba de penetración, que presenta una pobre repetibilidad y una gran variabilidad entre diferentes operadores y equipos, Seed y otros (1985) recomendaron un procedimiento que se debe adoptar como estándar en los estudios de licuación. En la Figura II-36 y en las Tablas II-4, II-5 y II-6 se resumen las correcciones a aplicar a los valores de N, en caso de producirse desviaciones respecto de dicho procedimiento: N60 = N. e1 . e2 . e3 . e4 . 100/60 (II-36)



129

Los métodos basados en CPT, por su parte, han sido desarrollados para resultados de cono eléctrico. En consecuencia, cuando se utilicen valores de qc provenientes de cono mecánico, deberán corregirse previamente aplicando factores tales como el que aparece en la Figura II-62. Los métodos basados en Vs, utilizan resultados de ensayos sísmicos en sondeos, generalmente tipo cross-hole, o en superficie, empleando la técnica del análisis espectral de ondas superficiales (SASW). Esta última, de reciente aplicación, permite obtener un perfil de Vs en función de Z, a partir de un análisis inverso de la relación velocidad fase-longitud de onda. El aumento del CF o la disminución del D50 produce un efecto que puede interpretarse de dos maneras: como un aumento de τl/σ'v en suelos con igual N, qc, o Vs, o bien como una disminución de N, qc o Vs en suelos con igual τl/σ'v. En los métodos en cuestión, este efecto se tiene en cuenta de la forma que se indica a continuación:

- Con un desplazamiento hacia la izquierda de las curvas límite para arenas limpias (CF ≤ 5%, D50 ≥0,25 mm), en los gráficos τl/σ'v- (N1)60, τl/σ'v - qc1 o τl/σ'v - Vs1, dados por Seed y otros (1983 y 1985), Seed y de Alba (1986), y Robertson y Campanella (1985), tal como puede verse en las Figuras II-31, II-41 y II-46, respectivamente.

- Con un incremento de la resistencia a la penetración, ∆N1 o ∆qc1,

que se suma a los valores de entrada en las ecuaciones dada por Tokimatsu y Yoshimi (1983), y Teparaksa (1991), respectivamente. En el primer caso, el ∆N1 se obtiene de la Tabla II-7, mientras que en el segundo se calcula con la expresión:

)(II mm 0,25 D con] (mm) D

(mm) D - 0,25[ qc = qc 5050

5011 37−≤∆



130

Figura II-59 Rangos de variación del factor de reducción rd.



131

Figura II-60a Variación del factor de corrección CN con relación a tensión vertical

efectiva.



132

Figura II-60b Variación de los factores de corrección CN y Cqc, con la tensión efectiva

vertical.



133

Figura II-61 Variación del factor CN con la tensión vertical efectiva y la densidad relativa

(Boulanger e Idriss, 2004) Figura II-62 Relación aproximada entre el valor de qc medido con cono eléctrico y

mecánico (Schmertman 1978-a)

Cr = 90%

Cr = 80%

Cr = 65%

Cr = 45%

Cr = 30%

CN

Tens

ión

vert

ical

efe

ctiv

a no

rmal

izad

a (σ

´ v / P

a)



134

- Con un factor que multiplica a la τl/σ'v dada por la ecuación de

Ambraseys (1988), para arenas limpias. Dicho factor está dado por la fórmula:

F = 8,225 exp (-0,285 M), con 6 ≤ M < 7,5 y CF≈13 % (II-38) El τd/σ'v inducido por el sismo es directamente proporcional a la amáx. En todos los métodos, a excepción del método de Tokimatsu y Yoshimi, τl/σ'v se calcula con una expresión simplificada que, para M = 7,5 tiene la forma conocida:

τd/σ'v = 0,65 (amax/g) . σv/σ'v . rd (II-39) En el método de Tokimatsu y Yoshimi, τl/σ'v se calcula mediante la siguiente expresión:

)015,01()1(1,0'

max

'

zg

aM

v

v

v

d −−=σσ

στ (II-40)

Para Magnitudes diferentes a 7,5 deben multiplicarse los valores dados por las dos ecuaciones anteriores, por los factores que aparecen en la Tabla II-11 o en la Figura II-63. En ella se puede observar que tanto Arango, como Youd y Noble proponen más de un factor de corrección para una determinada magnitud. En el caso de Arango, la primera columna de valores (columna 1) se basa en la observación de casos de licuación producidos por una fuente sísmica lejana. La segunda (columna 2), se ha desarrollado a partir de los conceptos de energía y de las relaciones obtenidas por Seed e Idriss (1982) entre el número de ciclos equivalentes y la magnitud del sismo. Youd y Noble, establecieron varios factores de corrección en función de la probabilidad de ocurrencia de licuación. Dada la diferencia entre las diferentes curvas propuestas, en el Workshop del “National Center for Earthquake Engineering Research (NCEER)”, se recomendó un rango de valores (Figura II-63).



135

Figura II-63 Magnitud (MW) vs. factores de corrección.

Para magnitudes inferiores a 7.5 se recomienda como curva límite inferior la curva propuesta por Idriss. Como límite superior, dentro de ese mismo rango, la propuesta por Andrus y Stokoe. Si las magnitudes superiores a 7.5, se sugirió utilizar la curva de Idriss. En cuanto a los métodos probalísticos, se han realizado estudios por varios investigadores, basados en número de golpeos de la prueba SPT, la resistencia por punta y la fricción lateral del CPT y, la velocidad de propagación de las ondas corte. Estos estudios se han llevado a cabo para un rango de probabilidad entre 5 y 95%.

Magnitud (M)

Seed and Idriss (1982)

Tokimatsu y Yoshimi

(1983)Idriss Ambraseys

(1988) Arango (1996)Andrus

and Stoke (1997)

Youd and Noble (1997)

1 2 PL < 20% PL < 32% PL < 50%

5.5 1.43 1.44 2.20 2.86 3.00 2.20 2.80 2.86 3.42 4.44

6.0 1.32 1.3 1.76 2.20 2.00 1.65 2.10 1.93 2.35 2.92

6.5 1.19 1.18 1.44 1.69 1.60 1.40 1.60 1.34 1.66 1.99

7.0 1.08 1.08 1.19 1.30 1.25 1.10 1.25 1.00 1.20 1.39

7.5 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00

8.0 0.94 0.93 0.84 0.67 0.75 0.85 0.80 0.73

8.5 0.89 0.87 0.72 0.44 0.65 0.56

Nota:PL : Probabilidad de licuación.

Tabla II-11 Factores de corrección de la resistencia a la licuación en función de la magnitud del sismo.



137

b) Métodos que establecen un valor crítico de la resistencia a la penetración En los métodos de este tipo, las variables de entrada son básicamente las mismas que en los métodos del apartado anterior. La Z y la ZNF intervienen directamente en los métodos de Taiping y otros (1984) y de Zhou (1980). En el método de Taiping, el Ncrít está referido a una Er = 60%, mientras que en el método de Zhou, el qc corresponde a cono eléctrico. La influencia de los finos se tiene en cuenta de diferente modo:

- En el método de Taiping, a través del porcentaje de arcilla, Pc, que produce una disminución proporcional del Ncrít:

∆Ncrít = - 0,07 . Pc . N (II-31)

- En el método de Zhou, por medio de un ∆qc que se suma al qc medido. Este ∆qc se obtiene, en función de CF, a través de la ecuación (II-16).

Ambos métodos sólo son aplicables a sismos con M = 7,5, e introducen a la intensidad sísmica, I, como variable. c) Método basado en la aceleración máxima en superficie y la resistencia a la penetración En este método las variables de entrada son la resistencia por punta del cono, la tensión efectiva vertical y la profundidad. Con la tensión efectiva vertical y la profundidad se tiene en cuenta indirectamente el nivel freático.



138

El contenido de finos se toma en cuenta a partir de la resistencia por punta qc y la relación de fricción (fs/qc). Este método se apoya en otros datos como son el límite líquido (LL) e índice de plasticidad (IP), los cuales se obtienen a partir de la realización de sondeos. Este método tiene la particularidad de no utilizar ninguna simplificación a la hora de evaluar la acción del sismo, debido a que toma directamente la aceleración máxima registrada en superficie. Esto implicaría, por un lado, mayor precisión en la evaluación de las acciones, al disminuir las fuentes de incertidumbres. Pero, por otro lado, este método fue desarrollado a partir de unos rangos de aceleración muy limitados y luego extrapolando los resultados obtenidos, a otros rangos de aceleraciones. d) Métodos basados en las propiedades de la fracción fina del suelo En todos los métodos anteriormente expuestos, se comparaban las acciones generadas por los sismos con la resistencia del terreno a sufrir licuación, sin embargo los métodos basados en las propiedades de la fracción fina del suelo, enfocan el problema desde otra óptica. Los métodos de este tipo, se basan en el estudio de la capacidad de generación de presión de poros producida en los suelos finos, no interviniendo variables relacionadas con las acciones que generan la ocurrencia del fenómeno de licuación, siendo las variables de entrada el contenido de finos, la humedad natural, el límite líquido y el índice de plasticidad. Los criterios en que se basa el método Chino y el método Chino modificado son similares, a excepción del contenido de finos y el índice de liquidez. En el método Chino modificado el contenido de finos, para que se produzca licuación, debe ser menor o igual al 15%, mientras que en el método Chino este valor deber ser inferior o igual al 20%.En cuanto al índice de liquidez, el método Chino modificado no lo toma en cuenta.



139

El método propuesto por Seed y Cetin (2003), parecer el más completo de los tres. Este surge a partir del estudio de casos de licuación en los sismos de Kocaeli (Turkía) y Chi-Chi (Taiwan), ocurridos en el año 1999. De los ensayos de laboratorio realizados, se llegó a la conclusión que los suelos con alta plasticidad son susceptibles a sufrir un incremento cíclico de la presión intersticial y en consecuencia una perdida mayor de resistencia que la sugerida por el método Chino modificado. A partir de los ensayos de laboratorio realizados, se llegó a la conclusión que el porcentaje de finos es menos importante que la plasticidad de los mismos. Inclusive se han estudiado casos de licuación con porcentaje de arcilla superior al 15 %. Una vez concluido el análisis de los métodos de predicción basados en ensayos “in situ”, se expresan los siguientes comentarios finales:

- Todos los métodos expuestos anteriormente permiten calcular, unos con más precisión que otros, la resistencia a la licuación mediante figuras y ecuaciones citadas en los párrafos anteriores. Sin embargo dichos métodos han sido desarrollado para unas condiciones ideales, es decir campo libre (es decir que la tensión vertical actuante se debe solamente al peso de tierra que gravita a una profundidad determinada), superficie del terreno horizontal y suelos normalmente consolidados.

- Existe una gran variación en las curvas para la estimación de las

variables que intervienen en el análisis de licuación, así como también en los factores de corrección y/o normalización para la resistencia a la penetración del SPT, la resistencia por punta del CPT y los factores de escala asociados a las magnitudes de los sismos. Lo cual introduce incertidumbres a la hora de llevar a cabo este tipo de análisis.

- El método de Armijo, es el único que correlaciona directamente la

resistencia a la licuación, con la forma en que varía, con la



140

profundidad, la resistencia a la penetración con cono estático (CPT), utilizando el valor de la aceleración máxima sin necesidad de estimar la relación cíclica de esfuerzos. Sin embargo, fue desarrollado a partir de unos rangos de aceleración muy limitados y luego extrapolando los resultados obtenidos, a otros rangos de aceleraciones distinto. Por lo tanto, existe cierta incertidumbre a la hora de su aplicación, cuando se evalúa el potencial de licuación en un rango de aceleraciones distinto con el que fue desarrollado.

Por las razones expuestas en los comentarios anteriores:

- En el apartados II-5, se estudian los factores que modifican la resistencia a la licuación por la influencia de alguna obra en la superficie del terreno.

- En el apartado II-6, se estudia el ensayo de penetración con cono

estático junto a una base de datos de casos de licuación, cubriendo los rangos de aceleración registrados en la base de datos de la literatura técnica. De esta manera, desarrollar un nuevo método de predicción basado en la resistencia por punta del penetrómetro estático (qc), su variación con la profundidad y la aceleración máxima en superficie.

II-5- FACTORES QUE AFECTAN LA RELACIÓN CÍCLICA DE ESFUERZOS

QUE CAUSAN EL FENÓMENO DE LA LICUACIÓN La relación cíclica de esfuerzos necesaria, para causar licuación bajo una obra edificada o un talud, puede ser diferente que la requerida bajo condición de superficie horizontal y sin sobrecargas, debido a que intervienen una serie de factores que modifican la respuesta del terreno, los cuales se nombran a continuación:

1- La existencia de tensiones tangenciales estáticas en planos horizontales en el suelo.

2- El efecto del incremento de la tensión efectiva vertical. 3- La razón de sobre-consolidación.



141

II-5-1 Efecto de la existencia de tensiones tangenciales estáticas Para cualquier terreno, la condición de superficie horizontal sin sobrecarga, implica la inexistencia de tensiones tangenciales en los planos horizontales del suelo. Sin embargo, en terrenos en talud o bajo el borde de una edificación aparecerán tensiones tangenciales estáticas en planos horizontales, provocada por una redistribución de tensiones, inducida por la existencia del talud o por alguna sobrecarga en superficie. La afirmación realizada, será cierta para todo tipo de edificaciones, a excepción de aquellas en el que el peso de la edificación sea exactamente compensado por la excavación de sótanos. Si denominamos como la relación estática inicial de tensiones (α), a la tensión tangencial estática inicial (τι) normalizada con la tensión efectiva vertical (σ´v0). α tendrá un valor de cero en condición de superficie horizontal sin sobrecarga y cualquiera valor bajo un talud o en la proximidad a una edificación. Investigaciones de laboratorio han revelado que el valor de α puede tener una influencia importante a la hora de evaluar la resistencia a la licuación en arenas. Por ejemplo, en la Figura II-64-a, se resumen los trabajos de varios investigadores. En dicha figura se observa que en arenas con compacidad relativa mayor al 50%, la relación cíclica de esfuerzos requerida para causar la licuación aumenta a medida que los valores de α se incrementan (Lee y Seed, 1967; Seed et al, 1973; Seed et al, 1974; Szerdy, 1985; Vaid y Chern, 1983; Vaid y Finn, 1979). Sin embargo, como se muestra en la Figura II-64-b, lo opuesto suele ocurrir en arenas sueltas, en donde la relación cíclica de esfuerzos tiende a disminuir a medida que disminuyen los valores de α (Castro et al, 1982; Szerdy, 1985; Vaid y Chern, 1983; Yoshimi y Oh-Oka, 1975). Si se seleccionan dos curvas representativas, de carácter conservador, para cada una de las figuras anteriores (II-64-a y II-64-b), es decir, una correspondiente a arenas densas (compacidad relativa de aproximadamente 55%) y otra a arenas sueltas (compacidad relativa de aproximadamente 35%), se puede obtener la Figura II-65. El factor corrector Kα, se ha obtenido normalizando la relación cíclica de esfuerzos causante de licuación, por el valor obtenido para dicha relación



142

RELACIÓN INICIAL DE ESFUERZOS, = /

RE

LAC

IÓN

CIC

LIC

A D

E E

SFU

ER

ZO, =

/R

ELA

CIÓ

N C

ICLI

CA

DE

ES

FUE

RZO

, =/


cíclica cuando el coeficiente α ha sido cero. En la Figura II-66 se pueden obtener los valores para el factor de corrección Kα a partir de los diferentes valores de α y de compacidades relativas. Figura II-64 Relación cíclica de esfuerzos versus relación inicial estática de esfuerzos

para producir licuación o una deformación específica después de 10 ciclos en: a) arena densa; y b) arena suelta (Seed et al, 1988).



143

Figura II-65 Relación estática inicial de esfuerzos versus el factor de corrección Kα en

arenas, para una compacidad relativa del 55% y 35% (Seed et al. 1988). La resistencia corregidas a la licuación para arenas con cualquier valor de α y de la compacidad relativa, se puede obtener al multiplicar la resistencia calculada, bajo condición de superficie horizontal y sin sobrecarga, por el factor de corrección Kα.. Esta corrección resultará en un incremento en la resistencia a la licuación próxima a la edificaciones para arenas densas y una disminución en la resistencia en arenas sueltas.

αστ

ασ

τ Kv

sistente

v

sistente

´´ReRe =

(II-32)


Cr 55%

Cr 35%

FAC

TOR

DE

CO

RR

EC

CIÓ

N K

Go'



144

Figura II-66 Variación del factor de corrección Κα con la relación inicial estática de

esfuerzos (Seed y Harder, 1990). II-5-2 Efecto del incremento de la tensión efectiva vertical Ensayos triaxiales cíclicos, sobre muestras isotrópicamente consolidadas han revelado que mientras la resistencia a la licuación se incrementa con la tensión de confinamiento inicial, la medida mediante la relación cíclica de esfuerzos, es una función no lineal que decrece con el incremento de la tensión normal. Con el objetivo de incorporar el efecto de decrecimiento no lineal, Seed (1983) recomendó la incorporación del factor de corrección Kσ en el cálculo de la resistencia a la licuación, para sobrecargas superiores a 100 kPa. Este factor, permite corregir los valores obtenidos al aplicar los métodos simplificados de cálculo de la relación cíclica de esfuerzos, cuando existen sobrecargas superiores a las existentes en la base de datos con que dichos métodos fueron desarrollados. Los valores de Kσ deducidos por Seed (1983), fueron obtenidos normalizando la relación cíclica resistente obtenida de ensayos triaxiales, con muestras

Cr 55-70%

Cr 35%

Cr 45-50%

<3tons/ft

Kα



145

isotrópicamente consolidadas, con la relación cíclica resistente asociada a un valor de la tensión de confinamiento de 100 kPa. Para valores de la tensión de confinamiento mayores a 100 kPa, el factor Kσ será menor a 1 y decrecerá a medida que aumenta la tensión de confinamiento. En los estudios originales llevados a cabo por Seed (1983), se establecieron valores para Kσ que decrecían aproximadamente de forma lineal con el incremento de la sobrecarga, desde un valor de 1 para 100 kPa hasta una rango entre 0.40 y 0.65 a 800 kPa. Posteriormente, en estudios más recientes (Byrne y Harder, 1991; Pillai y Byrne, 1994; Arango, 1996) se ha confirmado que el valor de factor Kσ es sensible a la densidad relativa del terreno. En la Figura II-67 se muestra la variación Kσ con la densidad relativa, según los estudios realizados por Hynes y Olsen (1988) y, Boulanger e Idriss (2004). Según esta gráfica, en las curvas obtenidas por Boulanger e Idriss se obtienen mayores valores de Kσ para valores de σ´vo/ pa mayores que 1 y menores valores para σ´vo/ pa inferiores a 1. A pesar de ser menos conservadoras, se recomienda el uso de las curvas propuestas por Boulanger y Seed, debido a que estas se fundamentan en un mayor número de casos estudiados. Las ecuaciones con las cuales se define estas curvas son las siguientes:

Kσ = 1 - Cσ ln (σ´vo/ pa) ≤ 1.0 (II-43)

Cσ = 1 / (18.9 – 17.3 Dr) ≤ 0.3 (II-44)

Donde: Kσ = Factor de corrección por incremento de la tensión efectiva vertical. Cσ = Factor que toma en cuenta la densidad o compacidad relativa. σ´vo = Tensión efectiva vertical. Pa = Presión atmosférica (100 kPa). Dr = Densidad o compacidad relativa. En el caso que la sobrecarga en superficie, que provoca el incremento de la tensión efectiva, sea la cimentación de alguna obra existente, resultará en un decrecimiento en la resistencia a la licuación bajo la misma en comparación con la condición superficie horizontal y sin sobrecarga.



146

Figura II-67 Tensión efectiva vertical efectiva vs. Kσ (Boulanger e Idriss, 2004).

En cimentaciones sobre-compensadas puede ocurrir el efecto opuesto. Como la tensión vertical efectiva será menor bajo una edificación que en una profundidad equivalente en campo libre (sin sobrecargas), el factor de corrección Kσ será mayor bajo la edificación que en campo libre. Como resultado la resistencia se incrementará bajo la edificación. La resistencia a la licuación corregida para arenas con cualquier valor de la tensión vertical efectiva, se puede obtener al multiplicar la resistencia, calculada bajo condición de superficie horizontal y sin sobrecarga, por el factor de corrección Kσ.

σστ

σσ

τ Kv

sisente

v

sistente

´´ReRe =

(II-45)

Boulanger e Idriss (2004)

Hynes y Olsen (1998)

Tensión vertical efectiva normalizada (σ´v / P a)

Kσ



147

II-5-3 Efecto de la razón de sobreconsolidación Un número de investigadores (Ishihara y Takatsu, 1979; Seed et al, 1975; Seed y Peacock, 1971) han mostrado, tanto analítica como experimentalmente, que la razón de sobre-consolidación tiene un efecto importante en la resistencia a la licuación en arenas saturadas. El factor de corrección KOCR se puede obtener mediante ensayos de laboratorio, variando la razón de sobre-consolidación y verificando la relación cíclica de esfuerzos necesaria para producir licuación. En la figura II-68, se muestra el factor de corrección KOCR obtenido a partir de diferentes investigaciones. La presencia de una cimentación en superficie en una arena normalmente consolidada no cambiará el valor de la razón de sobre consolidación, por lo tanto el factor de corrección KOCR no jugará ningún papel en ese caso. Si la edificación se encuentra embebida y la excavación para sótanos sobre-compensan las cargas estructurales, entonces la razón de sobre-consolidación se incrementará bajo la edificación. Un incremento en la razón de sobre consolidación incrementará la relación cíclica de esfuerzos requerida para causar licuación. La resistencia a la licuación corregida para arenas con cualquier valor de la razón de consolidación, se puede obtener al multiplicar la resistencia a la licuación, obtenida bajo una razón de sobreconsolidación de 1, por el factor de corrección KORC.

ORCv

sistente

v

sistente KORC´´

ReRe

στ

στ

= (II-46)



148

FAC

TOR

DE

CO

RR

EC

CIÓ

N K

ocr

RELACIÓN DE SOBRECONSOLIDACIÓN Kocr

Figura II-68 Razón de sobreconsolidación versus factor de corrección KOCR (Seed et al.

1988) II-5-4 RACAPITULACIÓN Los factores de corrección Kα y Kσ fueron desarrollados por Seed (1983), con el objetivo de ajustar la relación cíclica resistente, calculada mediante métodos simplificados, debido a la presencia de tensiones tangenciales estáticas y tensiones verticales superiores a las existentes en la base de datos, con que dichos métodos fueron desarrollados. Los métodos simplificados son solo válidos, para superficie de terreno horizontal a suavemente inclinada (tensiones tangenciales muy bajas) y sin sobrecargas superficiales (tensión efectiva vertical baja). El factor de corrección Kσ, extiende la aplicación de los métodos simplificados a tensiones verticales efectivas grandes, mientras que el factor de corrección Kα , permite la aplicación de dichos métodos a terrenos con superficie inclinada. En cuanto al factor de corrección KOCR, fue inicialmente tomado en cuenta por Ishihara y Takatsu (1979) y posteriormente por Seed y otros (1971). Mediante



149

este factor, se puede estudiar suelos pre-consolidados y cimentaciones compensadas en suelos normalmente consolidados. Debido a la inexistencia de casos disponibles, con los cuales se pudiera definir estos factores de corrección, ha sido necesario realizar ensayos de laboratorio para la obtención de los mismos. II-6 EVALUACION DEL POTENCIAL DE LICUACION EN SUELOS

GRANULARES FINOS MEDIANTE CPT Dada la dificultad y el coste para obtener muestras inalteradas de alta calidad, los métodos simplificados basados en ensayos in situ, son comúnmente usados para la evaluación del potencial de licuación de terrenos granulares finos. El profesor Harry B. Seed y sus colaboradores (Seed e Idriss, 1971; Seed y otros 1983 y 1985) desarrollaron un método simplificado basado en el ensayo de penetración estándar (SPT), para evaluar el potencial de licuación, siendo en la actualidad el más utilizado en todo el mundo. Sin embargo, en los últimos años, se han desarrollado métodos simplificados basados en otros tipos de ensayos de campo, principalmente en el de penetración estática de cono (CPT). Los primeros métodos para evaluar el potencial de licuación, utilizando el CPT, se fundamentaban en la conversión de los métodos basados en el SPT a CPT, mediante el uso de correlaciones empíricas entre el SPT y el CPT (Robertson y Campanella, 1985; Seed y de Alba, 1986). Estos métodos seguían generalmente el mismo formato de los métodos simplificados iniciados por Seed e Idriss (1971), en los cuales la condición para el inicio de la licuación, está referida a un estado límite definido, por una curva que separaba los casos en que se producía o no licuación, en una gráfica bidimensional que vincula la relación cíclica de esfuerzos y el valor normalizado del número de golpes del SPT. Sin embargo, en todos estos métodos se requiere el conocimiento del diámetro medio de partícula del suelo (D50) y/o en el contenido de finos (CF), ambos parámetros no disponibles de manera directa de los registros del CPT.



150

Con el objetivo de proveer un medio conveniente, con el cual se pueda evaluar el potencial de licuación basándose solamente en los registros del CPT, se han desarrollado técnicas de clasificación de suelos basados en la resistencia por punta y la fricción lateral del cono (Olsen 1988, 1997). Sin embargo, hoy en día estás técnicas aún no son muy precisas. Resulta importante resaltar que las curvas límites en que se basan estos métodos de predicción, han sido establecidas a partir de la inspección visual de datos disponibles, por tal motivo existe cierta subjetividad en el trazado de las mismas. II-6-1 Prueba de penetración con cono Las pruebas “in situ” han atraído, recientemente, considerable atención como un medio para determinar las propiedades del suelo durante la investigación de un emplazamiento. La economía en tiempo y en esfuerzo, así como las alteraciones inevitables de las muestras ensayadas en el laboratorio, justifican la tendencia actual hacia pruebas de campo simples, consistentes y fiables. La prueba de penetración con cono, que combina las cualidades citadas en el párrafo anterior, consiste básicamente en hincar en el terreno un penetrómetro con punta cónica mientras se registra la resistencia a la penetración (de punta, qc, y por fricción lateral, fs) con la profundidad. En respuesta a la diversidad de problemas y condiciones del suelo encontradas en la práctica, se han desarrollado una gran variedad de equipos y métodos de penetración con cono. Una detallada descripción de este tipo de ensayo de reconocimiento “in situ” puede verse en: ⋅ Proceedings of the Second European symposium on Penetration Testing,

ESOPT II, Amsterdam, 1982. ⋅ Proceedings ASCE Convention, Session 35 on Cone Penetration Testing

and Experience, St. Louis, Missouri, October 1981.



151

⋅ Proceedings of the First International Symposium on Penetration Testing,

ISOPT-1, Orlando, March 1988. II-6-2 Tipos de pruebas de penetración con cono Las pruebas de penetración con cono pueden clasificarse, según la velocidad de penetración de la punta, de la manera que se muestra en la Tabla II-12 (Baligh, 1975). De los seis grupos que aparecen en ella, los más comunes son el cuasi-estático y el dinámico. De ellos, en general, el primero es considerado más práctico respecto al segundo debido a que en este último, se complica adicionalmente el análisis de los resultados de la prueba al intervenir fuerzas inerciales. De acuerdo con lo anterior, en este trabajo se analizarán exclusivamente resultados de pruebas de penetración con cono cuasi-estático, al que de aquí en adelante se le llamará simplemente estático. II-6-3 Pruebas de penetración con cono estático Hasta hace algunos años atrás, el equipo y el procedimiento de la prueba de penetración con cono estático no habían sido estandarizados y se desarrollaron, por lo tanto, algunas técnicas generalmente aceptadas. "El cono holandés" (Figura II-69-a), el cual es ampliamente usado, tiene un área de 10cm² en la base (36mm de diámetro) y un ángulo en la punta de 60°. Se hinca, con una velocidad de 1.5 a 2 cm/seg, por medio de barras internas de 15mm de diámetro, que se mueven libremente dentro de tubos exteriores de 36mm de diámetro externo (usualmente en tramos de 1 m). Primero se mide, por medio de una celda de presión de aceite ubicada en la superficie, la fuerza de penetración necesaria para hincar 8cm al cono solamente. Después de esto, se hincan 20cm los tubos exteriores y, en consecuencia, en los últimos 12cm de este intervalo dichos tubos se mueven junto con el cono. Este



152

procedimiento se repite luego, obteniéndose de este modo lecturas intermitentes cada 20cm a lo largo de la profundidad del sondeo. Para evitar la introducción de suelo dentro del espacio entre el cono y los tubos exteriores, el Delft Soil Mechanics Laboratory desarrolló el llamado "cono con manto" (Figura II-69-b), el cual está en uso todavía. Begemann ideó posteriormente el llamado "cono con forro de adhesión" (Figura II-69-c), el cual permite medir, además de la resistencia a la penetración de punta (qc), la resistencia por fricción lateral (fs) por medio de un forro o mango de 36mm de diámetro y de 150cm² de área lateral, ubicado por encima del cono. El procedimiento que se debe seguir para obtener una lectura completa con dicho cono es el siguiente:

1. Los tubos exteriores se mantienen en su lugar, mientras que las barras internas de presionan hacia abajo para que el cono avance 4cm, registrándose en este intervalo el valor de qc.

2. Se hacen avanzar las barras internas otros 4cm, durante los cuales el

cono, mediante un dispositivo especial, arrastra al forro de manera que ambos se muevan juntos hacia abajo. En este intervalo se registra el valor combinado de qc y fs.

3 Los tubos exteriores se hincan 20cm y, en consecuencia, en los últimos

16cm de este intervalo se mueven junto con el forro y en los 12cm finales, del mismo intervalo, junto con el cono también.

Desde 1950, las investigaciones sobre la prueba de penetración con cono estático fueron dirigidas hacia el uso de dispositivos eléctricos de medición (transductores), que permitieran mediciones continuas de qc y de fs durante la penetración a una velocidad constante de 2 cm/seg. Actualmente, dos tipos de conos eléctricos son los más usados: "el cono Fugro" (Figuras II-70-b y II-71) y "el cono Delft" (Figura II-70-a). Las principales diferencias entre ambos radican en la forma del forro de fricción ubicado detrás del cono, y en los detalles de los sistemas de medición. El primero es el más ampliamente usado.



153

Tipo Avance por punta Uso ObservacionesMétodo Velocidad

1-Estático Durante incrementos de carga constante 0 Solo para investigación, en

algunos lugares del mundo.

En general demasiado lento para ser usado en campo.

2- Cuasi-estático Por medio de gato hidráulico o mecánico 1 a 2 cm/seg En todo el mundo.

Usualmente el cono tiene 10 cm2 en la base y 60º en la punta.

3- Dinámico Por medio del impacto de un peso Variable En todo el mundo. Gran variedad de

tamaños.

4- Cuasi-estático y dinámico

Combina el 2 con el 3 usando el dinámico cuando mediante la prueba cuasi-estática no se puede penetrar más.

Francia y Suiza Usa puntas especiales

5- Tornillo Rotación de un cono helicoidal. Variable Suecia y Noruega

6- InercialDejando caer libremente el cono o impulsandolo hacia la superficie del suelo.

Variable Investigación del fondo marino

Util para exploraciones poco profundas en áreas inaccesibles.

Sistema Punta Mediciones Sistemas de medición

Mecánico Con manto (Delft) qc cada 20 cmCeldas de carga hidráulicas empujando alternativamente

Cono de fricción Begemann qc y fs cada 20 cma las barras internas y a los tubos exteriores

Eléctrico Forma cilíndrica Fugro qc y fs continuamente

Transductores de deformación en la punta, conectados a un registrador en la superficie por medio de un cable que va por dentro de los tubos.

Forma Delft qc y fs continuamente igual al anterior.

La Tabla II-13 (Baligh, 1975) presenta, en forma de resumen, los tipos de conos estáticos en uso.

Tabla II-12 Tipos generales de pruebas de penetración con cono (Baligh, 1975).

Tabla II-13 Tipos de conos cuasi-estáticos en uso (Baligh, 1975).



154

Figura II-69 Cono mecánicos (Sanglerat, 1972).



155

II-6-4 Estandarización de los conos estáticos Tanto en el reporte del Subcomité para la Estandarización de las Pruebas de Penetración en Europa, de la Sociedad Internacional de Mecánica de Suelos e Ingeniería de Cimentaciones (1977), como en la norma D3441 de la ASTM (1979), se acepta como estándar un cono con 10cm² de área en la base, un ángulo en la punta de 60°, un forro o mango de fricción de 150cm² de área lateral (ubicado detrás del cono) y con una velocidad de penetración de 2 cm/seg. II-6-5 Comparación entre los resultados obtenidos con cono estático

mecánico y eléctrico Los errores que afectan a las mediciones tanto con cono estático mecánico, como con cono estático eléctrico aparecen descritos en detalle en los trabajos de De Ruiter (1971, 1981 y 1982). Independientemente de ellos, se debe esperar una diferencia entre los valores de qc y de fs medidos con ambos tipos de conos, debido a dos razones: en primer lugar, a la influencia de la forma del penetrómetro y en segundo lugar, a la diferencia en el método de avance del cono. En la Figura II-72 (Schmertmann, 1978-a) se presenta un resumen de los datos obtenidos por Schmertmann, hasta 1978, en lo que se refiere a la relación entre qc obtenido con cono estático mecánico y qc obtenido con cono estático eléctrico tipo Fugro. Es conveniente aclarar que dichos datos no muestran claramente, aún cualitativamente, los efectos de variables posiblemente significativas tales como la profundidad, las condiciones de esfuerzo “in situ”, la granulometría del suelo y la presión de poro generada durante la penetración. El penetrómetro estático mecánico de fricción, ideado por Begemann, no separa completamente la fricción y la carga de punta en la medición de qc y de fs. Dependiendo del tipo de suelo y de su consistencia, puede desarrollarse algo de fricción en el forro corto ahusado que se encuentra detrás del cono, mientras que el filo inferior de la manga de fricción puede encontrar algo de resistencia por punta. Además, el cálculo de la relación fs/qc sufre una pérdida de precisión potencial debido a que las dos mediciones, qc y fs, no son tomadas al mismo nivel en el suelo. Dicha diferencia es de 20 a 25cm y puede ser importante en



156

depósitos estratificados. Por todo lo anterior, los valores de fs y, en consecuencia, los valores de fs/qc medidos con cono mecánico pueden no ser del todo confiables.

Figura II-70 Conos eléctricos (Baligh, 1975)



157

Figura II-71 Cono Fugro visto en corte longitudinal (Sanglerat 1972).



158

Figura II-72 Comparación entre qc obtenido con cono mecánico tipo Delft y qc obtenido

con cono eléctrico tipo Fugro Estandar (Schmertman, 1978a).



159

II-6-6 Ventajas y desventajas de los conos estáticos mecánicos y eléctricos Los conos estáticos eléctricos ofrecen ventajas obvias en lo que se refiere a la calidad de la prueba. La repetibilidad de la misma, con dichos conos es excelente, siempre y cuando el equipo esté bien calibrado. Más aún, la medición continua resulta en una mayor resolución y en una imagen más precisa de los depósitos altamente estratificados. La prueba de penetración con cono estático eléctrico requiere, por otro lado, operadores bien entrenados y equipo técnico adecuado para la calibración y mantenimiento del sistema. Las unidades de campo necesitan ser equipadas con instrumentados para verificar la calibración del penetrómetro y el funcionamiento correcto del equipo de registro. Después de completar satisfactoriamente las verificaciones mencionadas, los resultados de la prueba se vuelven prácticamente independientes del operador y no están sujetos, por lo tanto, a errores humanos. Los penetrómetros estáticos eléctricos son indispensables para exploraciones en condiciones difíciles, como por ejemplo en el mar. Además ofrecen la ventaja de permitir la incorporación de sensores adicionales, tales como: medidores de presión de poro, inclinómetros, medidores de temperatura, medidores de la respuesta acústica del terreno, medidores nucleares de densidad, dilatómetros, entre otros. Los conos estáticos mecánicos, en cambio, tienen como principales ventajas su simplicidad de operación y su bajo costo. Con el mantenimiento adecuado del equipo y con operadores experimentados, la calidad y la confiabilidad de los resultados no es necesariamente muy inferior a aquella obtenida con el cono estático eléctrico, excepto en el caso de depósitos de suelo muy estratificados con variaciones bruscas en el valor de qc. Sin embargo, la calidad de los resultados depende mucho de la capacidad del operador. Como consecuencia de todo lo expresado, la tendencia actual es hacia el uso cada vez mayor de los conos estáticos eléctricos, tipo Fugro estándar.



160

II-7 CORRELACIONES ENTRE qc Y LAS CARACTERISTICAS DEL TERRENO II-7-1 Expresiones que relacionan a qc con las características del terreno Debido a que la penetración con cono produce cambios en el estado de esfuerzos y de deformaciones alrededor del penetrómetro, no ha sido desarrollada todavía una solución teórica de carácter general para este problema. Además de las características propias del penetrómetro (geometría y tamaño del cono, velocidad de penetración, fricción mecánica, defectos de manufactura, entre otros), el valor de qc está influido por una gran cantidad de variables propias del terreno tales como el tipo de suelo, la compacidad relativa, el nivel de esfuerzos, el comportamiento esfuerzo-deformación, entre otros. Por lo tanto, resulta impensable que todos estos factores puedan ser tenidos en cuenta por una fórmula única, que relacione al valor de qc con parámetros del suelo tales como resistencia y compresibilidad. II-7-2 Análisis de las teorías existentes Las teorías en torno de la penetración con cono pueden dividirse en dos categorías principales: a. Las que están basadas en la teoría de capacidad de carga (Mitchell y

Durgunoglu, 1973; y Senneset y otros, 1982). b. Las que están basadas en la teoría de expansión de cavidades (Baligh,

1975 y Vesic, 1972). La resistencia de punta de los penetrómetros, en un medio granular, excede a menudo los niveles de esfuerzo que comúnmente se encuentran en otras aplicaciones de la mecánica de suelos. Un análisis real del proceso de penetración con cono en un medio granular debe estar basado, por lo tanto, en la respuesta del suelo a esfuerzos elevados (50 a 300 Kg/cm²), la cual difiere del comportamiento ordinario, a niveles de esfuerzo del orden de 1 a 2 Kg/cm², en dos aspectos importantes:



161

1. El decrecimiento del ángulo de fricción interna con el esfuerzo normal

medio, es decir que la envolvente de falla de Mohr-Coulomb no es recta sino que realmente es convexa.

2. El decrecimiento significativo de volumen que tiene lugar bajo corte aún

para medios granulares densos. Estos dos factores, que tienden a disminuir el valor de qc, no son tenidos en cuenta por las teorías clásicas de capacidad de carga, las cuales, en consecuencia, predicen que qc crecerá linealmente con la profundidad en un depósito de arena uniforme. Sin embargo, mediciones reales muestran que, después de una cierta profundidad conocida como crítica, las gráficas de qc en función de la profundidad se vuelven ahusadas y, en algunos casos, se aproximan a un valor constante (Figura II-73). Esta profundidad crítica, variable entre 10 y 20 diámetros del penetrómetro aproximadamente, podría marcar la transición entre el proceso de penetración por falla por corte y el de penetración por compresión, rotura de granos y expansión de cavidades. Basándose en conceptos de expansión de cavidades, Vesic (1972) elaboró una teoría para la resistencia de punta que tiene en cuenta las características de compresibilidad y de cambio de volumen del suelo. Posteriormente, Baligh (1975) desarrolló adicionalmente dicha teoría para incorporar también la curvatura de la envolvente de falla y tener en cuenta, de esta forma, los dos factores citados antes (1 y 2). Diversas investigaciones realizadas en cámaras de presión con condiciones de frontera controladas (Baldi y otros, 1981, 1982 y 1985; Miura y otros, 1984 y Smits, 1982), han mostrado que los valores de qc calculados con la teoría de Baligh son los que más se aproximan a los valores de qc experimentales. Sin embargo, esta teoría presenta la desventaja de requerir para su aplicación, la determinación previa de una cantidad considerable de parámetros de compresibilidad y de resistencia al corte, los que demandan a su vez la realización de pruebas de laboratorio sobre muestras "inalteradas". Como consecuencia de esto último, no se puede determinar en muchos casos, especialmente en depósitos en estado medio denso a suelto, si las diferencias entre los valores de qc medidos y los calculados se deben a falencias propias de la teoría mencionada o a alguna deficiencia de los parámetros usados (Baldi y otros, 1981).



162

Figura II-73 Variación de la resistencia por punta qc con la profundidad (Sanglerat,

1972). Teniendo en cuenta lo anterior se puede concluir que: 1. Las teorías clásicas de capacidad de carga serían aplicables únicamente al

caso de penetración poco profunda en suelos densos. 2. Las teorías basadas en conceptos de expansión de cavidades contribuyen

para un mejor entendimiento del proceso de penetración con cono, pero en muchos casos no son de aplicación práctica debido a su naturaleza compleja y a que demandan la realización de pruebas de laboratorio sobre muestras "inalteradas".

3. De los dos puntos anteriores se deduce que la correlación buscada entre

qc y las características del depósito deberá ser de naturaleza empírica.



163

II-7-3 Análisis de las correlaciones empíricas existentes Desde 1970 a la fecha, se han realizado numerosos estudios en cámaras de presión con condiciones de frontera controladas (conocidas como cámaras de calibración), en diferentes partes del mundo, con el objeto de estudiar la relación existente entre resistencia por punta del CPT (qc), densidad o compacidad relativa (Cr) y el estado de esfuerzos efectivos “in situ”, en suelos arenosos (Schmertmann, 1978-b; Chapman y Donald, 1981; Baldi y otros, 1981, 1982 y 1985; Smits, 1982 y Miura y otros, 1984). A partir de los resultados obtenidos en dichos trabajos, puede concluirse que no existe una relación única entre qc, Cr y el estado de esfuerzos efectivos “in situ”, aplicable a todo tipo de suelos arenosos, debido a que hay otros factores que también influyen sobre el valor de qc. A pesar de esto, como se verá más adelante, este tipo de pruebas ha permitido una mejor comprensión de la importancia relativa de varios de los factores que influyen sobre la penetración con cono en los suelos mencionados. Todos los estudios realizados en cámaras de calibración, con condiciones de esfuerzo y de compacidad controlados, han mostrado que, para una Cr determinada, qc varía con σ'v aproximadamente como se indica en la Figura II-74. En la misma puede verse que, a partir de un pequeño valor (punto "a") para σ'v = 0 (en la superficie), qc crece casi linealmente hasta un punto "b". A partir de dicho punto, el rompimiento de los granos se vuelve importante y progresivamente más severo con el aumento de σ'v y, como consecuencia de esto, la gráfica deja de ser recta y se vuelve más ahusada. En arenas cuarzosas comunes, el punto "b" se produce para qc ≅ 100 Kg/cm², mientras que en arenas de granos muy competentes, como la de Ottawa por ejemplo, este punto puede corresponder a valores de qc mayores de 300 Kg/cm² y en arenas de granos muy poco competentes, a valores de qc menores de 100 Kg/cm². Del párrafo anterior se deduce que todas las curvas que representan la variación de qc en función de σ'v y de Cr, obtenidas en cámaras de calibración, presentan una forma similar y responden aproximadamente a una ecuación del siguiente tipo (Baldi y otros, 1985):



164

qc = C0 x σv'C1 x exp (C2 x Cr % / 100) (II-47) En la cual C0, C1 y C2 son constantes cuyo valor depende de los siguientes factores: 1. Tipo de arena: casi todas las investigaciones efectuadas hasta el presente

corresponden a arenas uniformes, limpia, pero con variaciones en lo que respecta a su composición mineralógica, a su forma y tamaño de partículas, a su grado de saturación y al método para la formación de la muestra a ensayar dentro de la cámara.

2. Tamaño de la cámara y condiciones de frontera. Figura II-74: Variación de la resistencia por punta (qc) con el esfuerzo vertical efectivo

(σ´v) en pruebas de CPT sobre arena Edgar (Schmertman, 1978a).



165

II-7-4 Elección de una expresión empírica Teniendo en cuenta lo expuesto hasta aquí, se puede concluir que toda correlación entre la resistencia a la licuación y la forma en que varía qc con la profundidad, debe ser de carácter empírico y debería estar expresada por curvas (qc en función de Z) que respondan aproximadamente a expresiones como la de Schmertmann (1978-b):

=

100%.91.2exp.´.31.12 71.0 r

vcCq σ (II-48-a)

= −

100%.91.2exp.´.31.12´

29.0 rv

v

cCq σσ (II-48-b)

Además la misma es aplicable a arenas uniformes, limpias, compuestas por cuarzo principalmente, finas y saturadas, cuando son penetradas con cono estático eléctrico, tipo Fugro estándar, a una velocidad de 2 cm/seg. Si bien en esta ecuación no se tienen en cuenta los efectos del tamaño de la cámara, esto no constituye un factor importante en este caso debido a que en suelos arenosos de Cr media a suelta, que son los más susceptibles de licuarse, su influencia es muy pequeña. Asimismo, las condiciones de frontera empleadas para su determinación, intermedias entre las condiciones de esfuerzo constante y de volumen constante, se aproximan bastante bien a las condiciones promedio “in situ”. Es importante aclarar, también, que la expresión II-48-a, que aparece representada en la Figura II-75 (estimada a partir de los datos obtenidos ensayos experimentales, mostrados en las Tablas II-19 y II-20 del Anejo II), al igual que todas las de sus tipos obtenidas en cámaras de calibración, es aplicable solamente a arenas normalmente consolidadas, no cementadas y geológicamente recientes.



166

Figura II-75 Correlación entre qc, σ´v y Cr, actualizada (─) y anterior (---) (Schmertman,

1978 a)



167

II-7-5 Limitaciones de la expresión elegida Al usar este tipo de correlaciones empíricas se deben tener presentes siempre sus limitaciones. Entre las principales figuran: 1. Que han sido establecidas con base en pruebas sobre muestras

redepositadas en laboratorio, lo cual les da una estructura que no necesariamente responderá a la penetración con cono de la misma manera que un depósito natural de arena.

2. Que resulta difícil aplicarlas a depósitos pre-consolidados o cementados

debido a: ⋅ Las dificultades inherentes a la medición de σ'ho “in situ” y a la

determinación de la historia de esfuerzos de un depósito natural de arena. ⋅ La imposibilidad de simular, en cámaras de calibración, procesos de

cementación. 3. Que deben aplicarse con cautela a arenas con un contenido de finos

significativo (porcentaje en peso que pasa por la malla Nº 200 mayor que el 10 %), porque éste reduce su permeabilidad y se generarán, en consecuencia, presiones de poro positivas o negativas, según la compacidad del depósito. Por lo tanto, este tipo de suelos dará valores de qc más bajos si están sueltos y más altos si están en estado denso, que los que se obtengan con la expresión II-48, para valores dados de σ'v y de Cr. Como resulta difícil lograr especimenes de una misma densidad pero con diferentes contenidos de finos, se cuenta con muy pocos datos cuantitativos al respecto. Debido a esto, al tratar con este tipo de suelos se deberá usar el criterio y quizás alguna correlación local.

4. Que como en un mismo depósito de arena el tamaño de grano y el

contenido de finos puede variar considerablemente y, adicionalmente, la composición mineralógica y la forma de grano puede diferir de un depósito a otro (y con ello la compresibilidad), los resultados que se obtengan con este tipo de correlaciones empíricas serán sólo de carácter aproximado.



168

5. Que como en cualquier correlación en la que interviene Cr, los métodos empleados para determinar los pesos volumétricos secos máximos, mínimos y de prueba, constituyen una importante fuente de error.

A pesar de las limitaciones señaladas, en depósitos normalmente consolidados formados, principalmente, por suelos granulares finos saturados que comprendan desde arenas cuarzosas muy finas hasta limos gruesos, no cementados y geológicamente recientes como los analizados, este tipo de correlaciones empíricas resulta muy valioso porque contribuye a entender la forma en que se produce la penetración con cono, así como la importancia relativa de los factores que intervienen en ella. De este modo se puede conocer, de manera aproximada, la forma en que varía qc (y por lo tanto qc/σ'v) con la profundidad, para diferentes compacidades relativas. II-7-6 El uso de fs con carácter de apoyo de la correlación elegida La investigación realizada hasta el presente, ha permitido un mejor entendimiento del mecanismo de penetración con cono en suelos no cohesivos, particularmente con respecto al comportamiento de la carga por punta. No obstante esto, es notable la falta de investigación en lo que se refiere a la interpretación y significado de la fricción lateral. El valor de fs, usado directamente o indirectamente a través de la relación fs/qc, es fundamental juntamente con qc para la determinación del perfil del suelo en profundidad a partir de los resultados de CPT. Sin embargo, en muchas ocasiones debe usarse con cuidado, especialmente si se ha obtenido con cono mecánico, por las razones señaladas en II-6-1-5. Al igual que en el caso de qc, observaciones de campo y experimentos de laboratorio sobre muestras de grandes dimensiones han mostrado que después de una cierta profundidad, conocida como crítica (también de entre 10 y 20 diámetros de penetrómetro, aproximadamente), las gráficas de fs en función de la profundidad, en un depósito de arena homogéneo, se vuelven ahusadas y, en algunos casos, se aproximan a un valor constante (Figura II-76). Sin embargo, a pesar de que la mayoría de los autores coinciden en evaluar a fs, por encima de la



169

profundidad crítica, con un enfoque teórico simplista similar al usado para analizar la resistencia al deslizamiento de un cuerpo rígido en contacto con el suelo, llegan a valores de fs muy distintos. Esto se debe a diferencias en los valores del coeficiente de fricción entre el suelo y la superficie del penetrómetro, de los esfuerzos normales que actúan sobre ella y de la profundidad crítica que consideran. Figura II-76 Variación de la fricción lateral (fs) con la profundidad (Sanglerat, 1972). De todo lo anterior se deduce que, en la actualidad, resulta mucho más difícil evaluar la forma en que influyen las características del penetrómetro y del depósito de suelo arenoso sobre el valor de fs que sobre el valor de qc. Debido a



170

ello, fs sólo se debe usar con carácter de apoyo de la correlación (entre qc y el potencial de licuación) citada en II-7.4. II-8 OBTENCION DE UNA CORRELACION ENTRE LOS RESULTADOS DE

CPT Y EL POTENCIAL DE LICUACION En los párrafos siguientes, se describe la metodología empleada para la obtención de una correlación entre los resultados del CPT y el potencial de licuación. Para la determinación de esta correlación, se ha tomado como punto de partida los apartados anteriores y los trabajos realizados en 1995 por Armijo (apartado II-4-2-6), en los cuales se desarrolla una metodología para evaluar el potencial de licuación de suelos granulares finos, basado en la relación entre la resistencia por punta del CPT normalizada con respecto a la tensión efectiva vertical y la profundidad. Se han analizados un número superior a 500 casos correspondientes a sismos de distintas magnitudes producidos en distintos lugares del mundo, encontrándose resumidos en cuatro bases de datos (Tablas II-13 al II-16, ver Anejo II). Estos casos pertenecen a artículos técnicos publicados entre 1995 y 2003, además de las bases de datos contenidas en los trabajos de Armijo (1995). La tabla II-13 (Anejo II), corresponde a la base de datos del artículo “Liquefaction Resistance Using CPT and Field Case Histories” publicada en el “Journal of Geotechnical Engineering” por Timothy Stark y Scott Olson en diciembre de 1995. La tabla II-14 (Anejo II), pertenece a la base de datos obtenida por Armijo (1995), de acuerdo a la investigación geotécnica realizada en el Valle de Mexicalli (México) y el Valle Imperial (USA) en los años 1980 y 1981. En la tabla II-15 (Anejo II), se recogen los datos correspondiente a la base de datos utilizada por Seed y otros (1983 y 1985), para determinar el potencial de licuación basado en el número de golpes de la prueba SPT. En esta tabla, los valores correspondientes al número de golpes de la prueba SPT han sido transformado a valores de resistencia por punta del CPT, mediante una relación



171

qc/N = 3.5 (Schmertman, 1978-a; Martin y Douglas, 1981; Robertson y otros, 1983). La tabla II-16 (Anejo II), corresponde a la base de datos publicada en el artículo “Simplified Cone Penetration Test-based Method for Evaluating Liquefaction Resistance of Soils”, por Juang y otros en el “Journal of Geotechnical and Geoenviromental Engineering”, de diciembre del 2003. Estos datos han sido clasificados según las aceleraciones máximas y la ocurrencia o no de licuación, dejándose fuera de este análisis aquellos suelos cuyo tamaño medio de partícula (D50) fuera superior a 0.20 mm (Tabla II-17 y II-18, Anejo II). Por tal motivo el método de predicción a establecer, será válido para arenas finas limosas y limos de baja plasticidad. Para obtener una correlación entre el potencial de licuación y la resistencia a la penetración del CPT, se tomó como punto de partida la expresión II-48-b, la cual vincula el estado de esfuerzos efectivos in situ, a través del valor del esfuerzo efectivo vertical (σ´v) al cual se encuentra sometido los depósitos de suelos no cohesivos, normalmente consolidados, con la resistencia por punta del CPT y la densidad relativa o compacidad relativa. La tensión vertical efectiva es función de la densidad aparente del terreno, la profundidad y la localización del nivel freático. La densidad aparente, a su vez, es directamente proporcional a la densidad relativa, por lo cual la variación de qc con la profundidad quedaría en función de la tensión efectiva vertical. Por este motivo se normalizaron los valores de qc con respecto a σ´v y se obtuvieron los diagramas qc/σ´v en función de la profundidad en metros. En ellos el término adimensional qc/σ´v tiene en cuenta, además de la resistencia a la penetración por punta, la profundidad del nivel freático (NF) del estrato de suelo considerado. Al graficar los datos, se observó la existencia de un gran número de casos de no licuación, para valores pequeños de la relación qc/σ´v y un rango de aceleraciones entre 0.20 a 0.79 g. Esto se atribuyó a la existencia de estratos de suelo fino no



172

susceptible a licuarse, abarcando desde limos arcillosos hasta arcillas de alta plasticidad. Por lo general estos suelos presentan las siguientes características:

fs/qc > 2.5 IP > 10 LL > 35

De lo expuesto en el párrafo anterior se puede afirmar, que estos datos pueden emplearse para establecer límites, con los cuales se puedan separar los suelos finos no susceptibles a licuarse (comportamiento está gobernando por la plasticidad), de los suelos susceptibles a experimentar una pérdida total o parcial de su resistencia. Por otro lado, también es bien sabido, que los estratos de suelos que presentan una compacidad relativa (Cr) elevada (70% o mayor), difícilmente experimenten una pérdida total de su resistencia y probablemente no se licuarán. De ello se deduce, que los valores máximos de qc/σ´v, obtenidos en la base de datos, podrían usarse para definir unas curvas límites o rango de valores que separaran condiciones de licuación y de no licuación en suelos granulares finos, en función de la aceleración máxima en superficie. De los párrafos anteriores, se puede concluir que en una gráfica qc/σ´v versus profundidad, los suelos susceptibles a licuarse, estarán comprendido entre dos límites. Un límite por la izquierda, a partir del cual el comportamiento del suelo está gobernado por la plasticidad y otro límite por la derecha, donde la compacidad relativa (Cr) será el factor determinante. Para la determinación de dichas curvas, se realizó un análisis basado en el estudio empírico realizado por Schmertman 1978-b (apartado II-7-4), donde se estudia y se analiza la variación de la resistencia por punta del CPT con la profundidad a partir de estudios en cámaras de calibración (explicado en los apartados II-7-4 y II-7-4). En las Figuras II-77 a II-83, se muestran los valores de qc/σ´v en función de la profundidad para distintos rangos de aceleración. Estos datos, se clasificaron en



173

licuables y no licuables, de tal manera que sirvieran de información base para el establecimiento de las curvas límites comentadas e incluidas en dichas figuras. La curva límite promedio por la izquierda propuesta, corresponde a la siguiente expresión:

29.0´.85.10´−= v

v

cq σσ (II-49)

La curva límite promedio por la derecha, se ajusta a la siguiente expresión:

−= −

ggaq

vv

c5.0

.exp´.120.´max29.0σασ (II-50)

En donde: α = 0.5 para valores de gamáx 20.0< . α = 2 máxa , para gamáx 50.020.0 << . α = 1 para gamáx 5.0≥ .

La aceleración máxima siempre expresada en función de g. Según se puede observar en las Figuras II-81, II-82 y II-83, las curvas límites por la derecha, que separa los estados de licuación y no licuación se ajustan a una curva constante para un valor de máxa igual a 0.5 g.



174

Figura II-77: Curvas que separan condiciones de licuación y no licuación para una aceleración máxima menor que 0.20 g

02468

10121416

0 100 200 300

qc/ sigma efectiva vertical

Prof

. (m

)

No licuación (95)No licuación (03)No licuación (Seed)Licuación (95)Licuación (03)Licuación (Seed) Límite IzqLímite Der



175

Figura II-78: Curvas que separan la condición de licuación y no licuación para una aceleración máxima mayor o igual a 0.20g y menor que 0.30g

02468

10121416

0 100 200 300 400 500 600 700

qc/sigma efectiva vertical

Prof

(m)

No Licuación (95)No Licuación (03)No Licuación (Seed)Licuación (95)Licuación (03)Licuación (Seed)Límite IzqLímite Der



176

Figura II-79: Curvas que separan la condición de licuación y no licuación para una aceleración máxima mayor o igual a

0.30g y menor que 0.40g.

02468

10121416

0 100 200 300 400 500


Prof

(m) No Licuación (03)

Licuación (03)Licuación (Seed)Limite IzqLímite Der



177

Figura II-80: Curvas que separan la condición de licuación y no licuación para una aceleración máxima mayor o igual a 0.40g y

menor que 0.50g

02468

1012141618

0 100 200 300


Prof

. (m

)

No licuación (95)No licuación (03)Licuación (95)Licuación (03)Licuación (Seed)Límite IzqLímite Der



178


02468

10121416

0 100 200 300


Prof

. (m

)

No Licuación (95)No Licuación (03)Licuación (95)Licuación (03)Licuación (Seed)Límite IzqLímite Der



179


02468

10121416

0 100 200 300

qc/sigma prima vertical

Prof

. (m

)

No licuación (95)No licuación (03)No licuación (Seed)No licuación (Mexicalli)No Licuación (95)No licuación (Seed)No licuación (Mexicalli)Límite IzqLímite Der



180

Figura II-83: Curvas que separan la condición de licuación y no licuación para una aceleración máxima mayor o igual a 0.70g y menor

que 0.80g

02468

10121416

0 100 200 300


Prof

. (m

)

No Licuación (Seed)Licuación (Seed)Límite IzqLímite Der



181

II-8-1 Condiciones y limitaciones de aplicación Por ser un criterio de campo, una de las principales ventajas del método que aquí se propone radica en su simplicidad. Por el mismo motivo, debe tenerse presente que sólo será aplicable en condiciones similares a aquellas para las cuales fue obtenido. De acuerdo con lo anterior, sólo se podrá evaluar con dicho método el potencial de licuación de depósitos normalmente consolidados, formados en los 15-20 m superiores, principalmente, por suelos saturados que comprendan desde arenas finas hasta limos de baja plasticidad, no cementados y geológicamente recientes. La base para esta evaluación serán los datos (qc y fs/qc) obtenidos en dichos depósitos a partir de pruebas de penetración con cono estático eléctrico (CPT), tipo Fugro estándar, hincado a una velocidad de 2 cm/seg. Por otra parte, las curvas límite por izquierda y por derecha (Figuras II-77 a II-83 respectivamente) y el valor límite de fs/qc igual a 2,5 %, en los cuales está basado, no son definitivos y podrán mejorarse a medida que se vayan analizando más datos correspondientes a sitios que se licuaron y que no se licuaron bajo la acción de sismos diferentes. Para los casos en que la aceleración máxima, sea igual o superior a 0.5g, se tomará como curva límite por la derecha, la correspondiente a este valor. Esta afirmación está corroborada en las Figuras II-77 a II-83. Teniendo en cuenta lo expresado en este punto y en los apartados anteriores, puede decirse que a través de pruebas CPT se puede medir la resistencia a la penetración de un depósito de suelo en forma continua y repetible, para después, por medio del método propuesto en este trabajo, hacer una evaluación del potencial de licuación del mismo e identificar áreas potencialmente críticas. En dichas áreas puede ser requerida una determinación más detallada que incluya pruebas CPT adicionales y toma de muestras alteradas, hechas con el tomamuestras de tubo partido del SPT o con barreno helicoidal. Con el objetivo de tomar en cuenta el efecto de alguna edificación o sobrecarga en la superficie del terreno, la ecuación que define la curva límite por la derecha



182

deberá ser multiplicada por los factores de corrección Kα y Kσ, comentado en los apartados II-5-1 y II-5-II. Así mismo, la resistencia por punta del cono deberá ser corregida por el factor KH (apartado II-4-3-6), en aquellos casos en que un estrato delgado de arena se encuentra localizado entre dos estratos blandos de mayor espesor. II-8-2 RECAPITULACIÓN Los ensayos de penetración con cono han atraído recientemente, considerable atención como un medio para el estudio del potencial de licuación de un emplazamiento. A pesar de que los casos en que se fundamentan las correlaciones existentes basadas en CPT, son mucho menores que las basadas en SPT, el CPT presentan ventajas frente a ésta y otras técnicas de reconocimientos, como bajo costo, alta eficiencia, continuidad de los registros en profundidad y pocas incertidumbres debido al equipo y los operadores. A partir del análisis efectuado en este apartado, puede afirmarse que, para el estudio y la evaluación del potencial de licuación de un suelo, es más conveniente el uso de cono estático eléctrico, tipo Fugro estándar. En este apartado se presentó un nuevo método de predicción del potencial de licuación, el cual se sustenta en una base de datos con más de 500 CPTS documentados en distintos lugares del mundo. Este método de predicción, establece unas curvas límite por la izquierda y por la derecha que vinculan la resistencia por punta del CPT y tensión efectiva vertical, definiendo el rango de susceptibilidad a la licuación. La curva límite por la izquierda, se ha definido a partir de los casos de no licuación en suelos cuyo comportamiento ha estado gobernado con la fracción fina de los mismos, siendo esta siempre constante. La curva límite por la derecha es variable, debido a que es función de las aceleraciones máximas registradas en la superficie del terreno, hasta un límites de 0.5g, a partir de cuyo valor la curva será constante.



183

En este método, la relación de fricción (fs/qc.) se utilizará con carácter de apoyo a las curvas límite señaladas anteriormente. Cuando este valor supere el 2.5% el suelo no será susceptible a licuar. Con este método solo se podrá hacer una evaluación del potencial de licuación de depósitos normalmente consolidados, formados principalmente por suelos saturados que comprendan desde arenas finas hasta limos de baja plasticidad, no cementados, geológicamente recientes, tomando en cuenta el efecto de alguna edificación o sobrecarga en la superficie del terreno e identificar en ellos áreas potencialmente críticas, en las cuales puede ser requerida una determinación más detallada que incluya pruebas CPT y toma de muestras adicionales. Las curvas límite por izquierda y por derecha y el valor límite del factor fs/qc, en los cuales está basado el método propuesto, no son definitivos y podrán ser mejorados a medida que se vaya realimentando este método con nueva información.

CAPITULO III

METODOS DE MEJORA DE

TERRENOS POTENCIALMENTE LICUABLES

CAPITULO III- METODO DE MEJORA DE TERRENOS POTENCIALMENTE LICUABLES


186

III INTRODUCCIÓN

Cuando los métodos de evaluación del potencial de licuación, analizados en el

Capítulo II, indiquen que se puede producir licuación o que los márgenes de

seguridad no son los adecuados, deberán tomarse medidas para prevenir la

ocurrencia de este fenómeno y por ende, evitar sus consecuencias.

Las medidas que pueden aplicarse, en forma aisladas o combinada, para

impedir la ocurrencia de este fenómeno, consiste en excavar y reemplazar las

capas o estratos peligrosos, aumentar la densidad relativa y reforzar el terreno,

facilitar la disipación de los incrementos de presiones intersticiales generadas

en el terreno, entre otras.

Así mismo, las medidas para afrontar las consecuencias de la licuación,

comprenden el refuerzo de las estructuras o el uso de cimentaciones profundas

que sobrepasen las capas potencialmente licuables, considerando la hipótesis

de ausencia de restricciones en los tramos que coincidan con el o los estratos

licuables y otras consecuencias.

De acuerdo con la experiencia, en la mayor parte de los casos resulta

conveniente adoptar medidas del primer tipo y dentro de ellas, las que se

basan en densificar y/o reforzar el terreno, debido a que las tareas de

excavación son muy complicadas y muchas veces imposibles, sobre todo

cuando se realizan bajo el nivel freático o bajo la cimentación de alguna

edificación.



187

III-1 METODOS DE MEJORA DE TERRENOS POTENCIALMENTE LICUABLES

Los métodos para mejorar los terrenos potencialmente licuables se pueden

dividir en dos grandes grupos:

1- Los métodos aplicables a obras nuevas, es decir, métodos que se llevan

a cabo antes de la ejecución de un determinado proyecto.

2- Los métodos aplicables a obras existentes, con los cuales se modifica

las condiciones existentes del terreno, en la estructura o en su

cimentación (existen métodos de mejora englobados dentro de este

grupo que podría ser también aplicable al grupo de métodos señalado

en el punto anterior).

Tomando en cuenta estos dos grades grupos y de acuerdo a lo expresado en

la introducción de este capítulo, las medidas para mitigar la ocurrencia de

licuación pueden ser clasificadas en dos categorías:

1- Medidas orientadas a prevenir la ocurrencia del fenómeno de la

licuación.

2- Medidas orientadas a contrarrestar las consecuencias provocadas por

dicho fenómeno.

La prevención de la licuación se puede lograr mediante una modificación de las

características y condiciones existentes en el terreno, un incremento en la

resistencia al corte cíclico no drenado, en la disipación de las presiones

intersticiales o una disminución en las deformaciones tangenciales.

La resistencia frente a la licuación, de un determinado terreno, es mayor

cuando existe:

1- Una densidad alta del terreno.



188

2- Una distribución granulométrica adecuada.

3- Estabilidad en la estructura interna del terreno.

4- Grado de saturación bajo.

Además, la licuación no es probable que ocurra cuando exista:

5- Una Inmediata disipación del exceso de presión intersticial.

6- Un impedimento a la propagación del exceso de presión intersticial

desde las zonas licuadas a las no licuadas.

7- Reducción de la relación cíclica de esfuerzos (τprom/σ´v), mediante el

incremento de σ´v.

8- Pequeñas deformaciones tangenciales durante acción sísmica.

Las medidas orientadas a contrarrestar las consecuencias provocadas por la

licuación, tienen como objetivo permitir que una determinada obra pueda

mantener su operatividad a pesar de las deformaciones sufridas a causa de la

licuación. Los efectos en una obra específica y su apropiado método de

refuerzo variarán en función del tipo de estructura.

En otros casos, en vez de reforzar conviene flexibilizar las estructuras, de tal

manera que se puedan deformar de acuerdo a los movimientos producidos,

pudiendo ser una solución para reducir los daños en estructuras enterradas.

III-2 METODOS ORIENTADOS A OBRAS NUEVAS III-2-1 Vibroflotación Consiste en un método de mejora basado en la densificación del terreno, en la

cual un vibrador es introducido al terreno, penetrando hasta la profundidad

requerida, por peso propio y las vibraciones, y de ser necesario, es ayudado

por agua a presión lanzada por la punta (Figura III-1). Las vibraciones



189

producidas por el aparato se transmiten al suelo provocando un movimiento

vibratorio, principalmente horizontal, de frecuencia igual a la del vibrador y de

amplitud variable con la potencia y distancia del mismo.

Figura III-1 Vibroflotación

Durante la aplicación de la vibroflotación, en suelos granulares no cohesivos,

las vibraciones anulan o disminuyen temporalmente las fuerzas entre

partículas, y la gravedad produce un reordenamiento de las mismas a una

estructura más densa (Figura III-2). Debido a esto, la licuefacción del suelo

(arenas limpias) es total hasta una distancia de 30 a 55 cm del vibrador, y a

causa del amortiguamiento, disminuye hasta hacerse prácticamente nula a 2.5

m, aproximadamente.

El vibrador se encuentra alojado en un tubo de 30 a 40 cm de diámetro, el cual

cuelga de una grúa. Este vibrador funciona mediante un motor excéntrico que

rota a altas revoluciones por minuto, el cual está accionado eléctrica o

hidráulicamente. Se suelen alcanzar amplitudes desde 5 a 40 mm y frecuencias

de 1800 a 3000 revoluciones por minuto. Suplementariamente a la vibración, su

efecto se refuerza mediante aletas en la punta y la inyección de agua con alto

caudal (hasta 30 litros por segundo) y una presión máxima de 10 bares.



190

Figura III-2 Cambios en la estructura del terreno antes y después del tratamiento (∆h

es el asiento producido).

Esta técnica se aplica en los vértices de una malla, habitualmente triangular,

con una separación entre ellos que depende de las características iniciales del

suelo y la mejora que se pretende conseguir, para lo cual en proyecto se fijan

los criterios básicos de asientos admisibles y capacidad portante necesaria.

La compactación suele producir la formación de un embudo en la superficie del

terreno, que se rellena con material procedente del propio terreno o de

aportación externa (Figura III-3). Como resultado, se forma una masa de

terreno compactado, de forma sensiblemente cilíndrica.

Figura III-3 Esquema ejecución de la vibroflotación.

Antes del tratamiento Después del tratamiento



191

Este tratamiento es efectivo para suelos con un contenido de finos inferior al 10

- 15% (Figura III-4) y la profundidad del tratamiento puede llegar a ser hasta 20

m.

Figura III-4 Rangos granulométricos de aplicación de la vibroflotación, vibrosustitución

y la compactación dinámica

Con este tipo de técnica se pueden lograr mejoras en depósitos granulares

sueltos del orden de:

- El módulo de deformación se puede incrementar entre 2 y 5

veces el modulo antes del tratamiento.

- El ángulo de rozamiento interno se incrementa entre 5º y 10º.



192

- No obstante se puede producir una reducción en la permeabilidad

de un orden de magnitud.

III-2-2 Vibrosustitución La vibrosustitución es un método de mejora mediante densificación y refuerzo

del terreno, con un proceso constructivo similar al de la vibroflotación. A

diferencia del caso anterior, como los suelos cohesivos limo-arcillosos y los

suelos arenolimosos o arenoarcillosos con un contenido de finos superior al

15% no responden a la vibración, la vibrosustitución recurre a la construcción

de columnas de grava o arena para mejorarlos (Figura III-5), dando lugar a una

verdadera sustitución en los puntos de tratamiento (Figura III-6).

Figura III-5 Tratamiento con vibrosustitución.

En este caso, el vibrador penetra hasta la profundidad prevista y el hueco

resultante se rellena de material granular sin finos, compactado; el proceso

puede ser “húmedo” con chorros de agua que eliminan los finos, o “seco” con la

ayuda de aire comprimido, y en ambos casos la alimentación del material



193

aportado puede ser desde superficie o por el fondo. El esquema de ejecución

de este tipo de tratamiento y sus pasos de ejecución se describen en las

Figuras III-6 y III-7.

Figura III-6 Esquema tratamiento con vibrosustitución.

Figura III-7 Pasos de ejecución de una columna de material granular. 1) Penetración

del vibrador por peso propio, las vibraciones y algunos casos ayudado por

una lanza de agua o aire. 2) Alimentación del material granular. 3)

Compactación mediante vibración del material granular, levantando y re-

introduciendo el vibrador. 4) Ejecución de la columna completa.



194

Este método tiene la ventaja, que además de densificar y reforzar el terreno,

mejora las condiciones de drenaje del terreno. Al igual que el caso de la

vibroflotación, la técnica se aplica en los vértices de una malla, habitualmente

triangular, con una separación entre ellos que depende de las características

iniciales del suelo y de la mejora que se pretende conseguir.

La profundidad del tratamiento que se puede alcanzar con este método es de

hasta 30 m, sin embargo no existiría riesgo de licuación por debajo de los 20m

de profundidad.

III-2-3 Compactación dinámica clásica (CDC) Es un método en el que la mejora del terreno se logra mediante la densificación

provocada por la aplicación repetida, en puntos convenientemente espaciados

de la superficie del mismo, de impactos de gran energía (Fotos III-1 y III-2).

Foto III-1 Compactación dinámica clásica.



195

Foto III-2 Cráteres producidos en la aplicación de la compactación dinámica clásica.

En esta técnica, grandes pesos (10 a 20 ton) al caer desde alturas elevadas

(15 a 30 m), compactan el terreno hasta que después de un cierto número de

impactos, no se obtiene ninguna disminución de volumen, pues la elevación de

la presión intersticial hace que el suelo se comporte como un líquido (se

produce licuación). Se detiene el trabajo hasta la disipación del exceso de

presión intersticial, y a continuación, se efectúa una nueva pasada (Figura III-

8).

Se comprende que cuanto mayor sea la permeabilidad del terreno tratado,

menores serán la elevación de la presión intersticial provocada por los

impactos y el periodo necesario para su disipación. La capacidad portante del

terreno que es prácticamente nula en el momento del hidrofracturación y

licuefacción, aumenta hasta valores superiores a los existentes antes del

golpeo, a medida que desaparece el exceso de presión intersticial y se gana

resistencia.



196

La densificación se produce por el cizallamiento alternado que origina en el

terreno las ondas de corte generadas por los impactos. Se trata de una

vibración libre que se propaga radialmente desde la superficie hacia el interior,

y que rápidamente se amortigua tras algunas oscilaciones.

Figura III-8 Evolución de la energía, la variación de volumen, la presión intersticial y la

resistencia del terreno durante la compactación dinámica: a) en una fase, b)

en varias fases. (Armijo, 1995).

Antes de comenzar el tratamiento, es importante prever aproximadamente la

mejora del terreno que se puede conseguir y en función de ella, definir el

programa de ejecución en aspectos tales como: asiento instantáneo, energía

de saturación por fases, número de fases, separación entre los puntos de

impacto y energía, y número de impactos por puntos en cada fase, períodos de

disipación de presiones intersticiales, energía total etc. El programa de

ejecución definitivo se establece tras comprobar el inicial en las pruebas de

comienzo de obra.

La profundidad máxima que puede alcanzarse y el grado de mejora del terreno



197

que puede obtenerse son aspectos fundamentales, que junto con el tipo de

suelo, gobiernan el diseño de un tratamiento con compactación dinámica.

El programa de golpeos es otro aspecto importante. La primera pasada ha de

ejecutarse con los puntos de caídas ampliamente separados y con impactos de

gran energía, a fin de mejorar los niveles más profundos del tramo a tratar; las

pasadas siguientes con impactos más cercanos y de menor energía,

compactan las capas más superficiales. En todo caso el metro inicial requiere

un tratamiento posterior complementario (compactación por medios

convencionales).

En suelos semisaturados o saturados cuyo contenido de finos (CF) sean

mayores a un 15 a 20% la compactación dinámica pierde su eficacia (Figura III-

4) y su proceso de ejecución se vuelve lento, porque las fases previstas para

aplicar la energía específica de proyecto deben dividirse en pasadas con

tiempos de espera variables, dependiendo del contenido de finos y de las

características de éstos.

En función de los datos obtenidos en seis casos reales (Armijo, 1995) y de los

estudios de Mayne y otros (1984), la profundidad de influencia (D) de la

compactación dinámica clásica (CDC) vendría dada, aproximadamente, por la

siguiente fórmula:

1)(III H W n = D −⋅

En la cual W es el peso en toneladas de la masa que se deja caer, H es la

altura de caída en metros y n es un coeficiente que varía entre 0.6 (gravas y

arenas limpias) y 0,35 (arenas limosas y limos con IP ≤ 10 %),

aproximadamente. Teniendo en cuenta lo anterior y las capacidades máximas

de las grúas normalmente disponibles (H ≤ 30 m, W ≤ 20 t), se puede concluir

que para la CDC las D máximas varían entre 7 y 12 m, aproximadamente.



198

III-2-4 Compactación rápida por impactos o compactación dinámica rápida (CDR)

La compactación dinámica rápida (CDR) es una nueva técnica de mejora del

terreno nueva, análoga a la compactación dinámica clásica (CDC). En ambas

técnicas la mejora del terreno se logra mediante la densificación provocada por

la aplicación repetida, en puntos convenientemente espaciados de la superficie

del mismo, de impactos de gran energía (Foto III-3).

En la CDR se utiliza una pesa de 7 t la cual se levanta con un sistema

hidráulico hasta una altura de 1.2 m y a continuación se deja caer sobre una

zapata de acero especialmente diseñada, de 1.5 m de diámetro, con una

frecuencia de hasta 50 golpes por minuto (Foto III-3). Normalmente, en cada

fase se aplican unos 40 a 60 golpes en cada uno de los puntos de

compactación (Foto III-4), los cuales se distribuyen según mallas triangulares o

cuadradas, de 1.5 a 2 m de lado (Figura III-9).

Foto III-3 Compactación dinámica rápida.



199

Foto III-4 Detalle de la zapata que recibe los impactos en la CDR.

En general se realizan dos o más fases, con los puntos de compactación

desfasados entre sí, hasta alcanzar la energía por unidad de superficie o

energía específica de diseño (Ee).

Al igual que en la CDC, para alcanzar la Ee de diseño se realizan dos o más

fases. La primera fase debe ejecutarse con los puntos de caída ampliamente

separados, según mallas cuadradas de 4 a 6 m de lado, y con impactos de

gran energía, a fin de mejorar los niveles más profundos del tramo a tratar. Las

fases siguientes deben hacerse con impactos más cercanos, según mallas

cuadradas de 2 a 3 m de lado, y de menor energía, con el objeto de compactar

las capas más superficiales. En ambas técnicas debe realizarse una

regularización del terreno al final de cada fase y una compactación por medios



200

convencionales del metro o medio metro superior, al finalizar la última fase,

según se trate de una CDC o CDR, respectivamente.

Figura III-9 Distribución de puntos de compactación habitual en la CDR.

Punto de compactación (primera pasada)

Dirección del equipo (a) PRIMERA PASADA

Puntos alcanzados en cada posicionamiento del equipo

Punto de compactación (primera pasada)

Punto de compactación (segunda pasada)

Dirección del equipo (b) SEGUNDA PASADA



201

El mecanismo de densificación con este tipo de técnica, es similar al de la

compactación dinámica convencional, el cual se encuentra descrito en el punto

anterior.

Al igual que la compactación dinámica, su aplicación pierde eficacia cuando el

contenido de finos es superior a un 15 – 20%.

Las profundidades máximas alcanzadas con este tipo de tratamiento varían

entre 3 y 5 m, dependiendo de las características del terreno.

Debido a la menor energía de golpeo que utiliza, la CDR produce un impacto

medioambiental, en términos de ruido y de vibraciones, bastante inferior al de

la CDC. Esto genera menos molestias a las personas y permite realizar

trabajos de compactación más próximos a estructuras existentes, sin correr el

riesgo de afectarlas.

III-2-5 Deep Mixing

El Deep Mixing es una técnica de mejora del terreno, en la cual el suelo es

mezclado mecánicamente con algún tipo de aditivo químico (agente

estabilizante) que reacciona con el terreno (Figura III-10 y III-11). El objetivo del

Deep Mixing es mejorar las características del terreno (incrementar la

resistencia y reducir la deformabilidad).

Este método de mejora estabiliza las partículas que forman el suelo,

permaneciendo el esqueleto del terreno estable al ser sometido a las fuerzas

sísmicas externas, lo cual evitará la ocurrencia de un incremento en la presión

intersticial y de esta manera impidiendo la ocurrencia de licuación. Por otro

lado, este tratamiento confiere al terreno una cohesión (entre 0.05 y 2.5 Mpa),

que en muchos casos es capaz de resistir, por si sola, las acciones sísmicas

externas.



202

Figura III-10 Deep Mixing.

Figura III-11 Esquema de ejecución del Deep Mixing.



203

La técnica del Deep Mixing se puede clasificar de acuerdo al tipo de agente

estabilizante utilizado (cemento, cal y posibles aditivos, como yesos y cenizas

volantes) y el método de mezclado (húmedo/seco, rotatorio/jet, hélice/paleta).

Esta puede ser usada para producir un amplio rango de estructuras de suelo

tratado (Figura III-12):

- Elementos aislados y/o solapados.

- Filas de elementos solapados.

- Cuadriculas o emparrillados.

- Bloques.

- Combinación de las antes citadas.

Figura III-12 Distintas configuraciones de tratamiento con Deep Mixing (según la

Sociedad Japonesa de Mecánica de Suelos).

Una geometría en particular es escogida de acuerdo al objetivo de la aplicación

de esta técnica y refleja la capacidad mecánica y las características del método

particular empleado. Con esta técnica se pueden alcanzar profundidades de

hasta 30 m.

Bloque Muro Emparrillado Elementos solapados

Bloque de elementos solapados

Muro de elementos solapados

Emparrillado de elementos

solapados

Bloque de elementos solapados tangentes entre si.



204

III-2-6 Reemplazo

Consiste en minimizar el riesgo de licuación mediante la excavación del estrato

susceptible a licuar y reemplazarlo por un material que no sea susceptible o

fácilmente compactable (Figura III-13).

Figura III-13 Método de reemplazo.

Atendiendo a los altos costos que significa, en general sólo resulta

recomendable, en el tratamiento de superficies relativamente pequeñas, en

depósitos de poco espesor y cerca de la superficie.

III-2-7 Método de premezclado Este método se basa en el proceso de premezclado de un terreno granular

(preferiblemente arenas) con una pequeña cantidad de algún agente

estabilizante (cemento o solución química), con el objetivo crear un nuevo

material, cuyas propiedades garanticen un comportamiento adecuado ante las

acciones sísmicas y a su vez sobre el fenómeno de la licuación (Figura III-14).



205

Figura III-14 Método de premezclado.

Este método es muy utilizado en terrenos ganados al mar, en rellenos, en el

trasdosado de cajones y muros en muelle. (Figura III-15).

Figura III-15 Aplicación del método de premezclado.



206

Este método tiene las siguientes ventajas:

1- El material una vez vertido no necesita otro tipo de mejora del terreno.

2- Se puede utilizar un vertido directo y a gran escala, es decir, tiene

grandes rendimientos.

3- La resistencia esperada del terreno tratado es fácilmente lograda.

4- Además de incrementar la resistencia a la licuación, reduce el empuje

del terreno esperado, pudiéndose utilizar mecanismos de contención

más simples.

5- No tiene problema de ruido, ni vibraciones.

Dentro de las desventajas se pueden mencionar:

1- La resistencia esperada varía con el tipo de terreno.

2- Los agentes estabilizantes encarecen el tratamiento.

3- Debe considerarse la influencia del agente estabilizador sobre la calidad

del agua en el sub-suelo.

III-2-8 Rebajamiento del nivel freático Este método se fundamenta en reducir el potencial de licuación mediante el

rebajamiento del nivel freático. Los efectos de mejora se basan en los

siguientes tres factores:

1- El estrato de suelo susceptible a licuar localizado por encima de nivel

freático rebajado estará en estado semisaturado y consecuentemente no

licuará.

2- Se producirá un incremento en la tensión de confinamiento, lo cual

llevará asociado un incremento en la resistencia al cortante cíclico.

3- El espesor del estrato no licuable bajo la superficie del terreno se

incrementa, en consecuencia se reducirá la influencia del estrato

potencialmente licuable sobre el o los estratos de suelo superiores.



207

III-2-9 Disipación inmediata del exceso de presión intersticial

Este método previene la ocurrencia de licuación mediante la instalación de

drenes artificiales o de grava en depósitos de arena, con el objetivo de disipar

el exceso de presión intersticial inducido por acción sísmica (Figura III-16).

Figura III-16 Diferentes alternativas para la disipación inmediata de la presión

intersticial.

Puesto que este método puede ejecutarse con pocas perturbaciones (ruido y

vibración), puede ser usado en áreas urbanas, debido a ello, su número de

aplicaciones se han incrementado rápidamente en los últimos años.

El método de disipación puede ser dividido en dos grupos, de acuerdo al tipo

de material utilizado como dren; métodos con drenes de grava y métodos con

drenes artificiales.

Para el caso en particular de obras nuevas, este método consistirá en la

colocación, en una malla arreglada, de drenes, cuya función será disipar el

exceso de presión intersticial de manera casi instantánea.



208

III-2-10 Explosivos

En algunas ocasiones se han empleado para compactar materiales arenosos.

Tiene la ventaja de poder densificar áreas grandes en un corto periodo de

tiempo, pero presenta la desventaja de la falta de control en el proceso

ejecución del mismo, debido a la gran erraticidad de los resultados que suelen

obtenerse, además de generar problemas ambientales (mucho ruido y

vibraciones).

III-2-11 Inclusiones rígidas hincadas. Los terrenos granulares pueden ser mejorados por la ejecución de inclusiones

rígidas. Estas, por lo general son pilotes de desplazamiento usualmente de

hormigón prefabricado, hincados en el terreno formando una retícula (Foto III-

5).

Estos pilotes mejoran el comportamiento sísmicos del terreno mediante tres

mecanismos distintos. El primero, la resistencia a flexión de los pilotes confinan

el suelo, reduciendo sus desplazamientos tangenciales cíclicos antes acciones

sísmicas (efecto de refuerzo). En segundo lugar, las vibraciones y los

desplazamientos producidos durante su instalación provocan la densificación

del terreno. Finalmente, durante el proceso de hincado se incrementan las

tensiones de confinamiento lateral en el terreno circundante a los pilotes. Todo

lo comentado anteriormente incrementa la resistencia a la licuación.

Utilizando esta técnica, se ha contrastado la densificación del terreno localizado

a un radio entre 7 a 12 veces el diámetro del pilote (Robinsky y Morrison,

1967), y consecuentemente, son ejecutados dispuestos en una malla. Entre los

pilotes hincados, se han verificado incrementos en la densidad relativa del

terreno hasta valores del orden de 75 y 80% (Solymar y Reed, 1986).



209

Finalmente, esta técnica se puede ser económicamente viable hasta una

profundidad de 20 m.

Foto III-5 Hinca de pilotes en un arreglo reticular.

III-2-12 Refuerzo de las estructuras

Este método consiste en tomar medidas, durante las fases de diseño y

ejecución de proyectos, de tal manera que garanticen el funcionamiento de

una determinada estructura al producirse el fenómeno de licuación. Es

importante señalar, que estas medidas solo serían efectivas si los efectos

provocados por la licuación son moderados.

Para determinar el tipo de refuerzo a emplear, debe realizarse en primer lugar

un análisis de cuales serían los efectos de la potencial licuación sobre la

estructura, y a partir de este análisis se determina las medidas a tomar, las

cuales pueden ser de los siguientes tipos:

a- En estructuras a cimentarse mediante pilotes, se debe tomar en



210

cuenta que los mismos estarían sometidos a flexiones de

consideración, debido a las cargas laterales generadas a partir de

la pérdida de confinamiento del terreno licuado. La solución para

este problema sería incrementar el número de pilotes y las

longitudes de los mismos (Figura III-17). Además de lo anterior,

habría que tomar en cuenta el rozamiento negativo que se

pudiese generar por los asientos inducidos en el terreno por la

licuación.

º

Figura III-17 Esquema pilotes sometidos a flexiones por licuación.

b- El diseño y ejecución de muros pantallas empotrados en un

estrato impermeable por debajo de los estratos susceptibles a

licuar (Fig. III-18). Con esta medida se cortan las redes de

filtración evitando la propagación del incremento de la presión

intersticial desde las zonas licuadas, además de confinar el

Estrato resistente

Lugares donde se producen los momentos máximos

Relleno

Estrato licuable



211

terreno evitando que se produzcan grandes deformaciones

tangenciales.

c- Los muros en muelles sufren inestabilidades, debido a que se

produce un incremento en el empuje activo de tierras y al mismo

tiempo una disminución del empuje pasivo en el mismo, por lo

tanto se necesita proyectar muros más resistentes y rígidos.

Figura III-18 Esquema muro pantalla confinante bajo una estructura.

d- Estructuras cimentadas superficialmente, pueden sufrir grietas y

asientos diferenciales, debido a la disminución de la capacidad

portante ocasionada por la licuación. En estos casos debe

evitarse la construcción de zapatas aisladas y en su lugar

cimentar mediante una loza reforzada o mediante cimentación

profunda.

e- Las tuberías enterradas flectarán, se comprimirán o se

traccionarán como consecuencia de las deformaciones inducida

por la licuación durante y después de la sacudida, debido a ello

se recomienda utilizar juntas flexibles que permitan absorber

estas grandes deformaciones.

f- Los depósitos enterrados pueden ser levantados debido al exceso



212

de presión intersticial provocado por la licuación. En estos casos

deben diseñarse elementos que anclen estos depósitos y que les

impidan el movimiento hacia la superficie (Figura III-19).

Figura III-19 Anclaje mediante pilotes de estructura enterrada.



213

a) CON REDONDOS b) CON TUBOS c) CON JAULA

III-3 METODOS ORIENTADOS A OBRAS EXISTENTES

III-3-1 Recalce con micropilotes Un micropilote es un elemento cilíndrico, con un diámetro inferior a 300 mm,

perforado “in situ”, armado con tubería de acero, reforzada a veces con uno o

varios redondos, e inyectado con lechada o mortero de cemento en una o

varias fases (Figura III-20).

Figura III-20 Secciones de micropilotes según armadura.

Se caracteriza principalmente por el hecho de llevar armadura tubular de acero

(cuando del diámetro es superior a 100 mm), y que el material que rodea esta

armadura y que queda en contacto con el terreno (lechada o mortero) se

introduce a presión contra el terreno, pudiendo realizarse esta inyección por

tramos.

Se clasifican entre ellos atendiendo fundamentalmente a los siguientes

aspectos:

− Por la forma de transmitir los esfuerzos al terreno:



214

• Puntualmente, cada uno de los micropilotes a través de su fuste, y su

punta, como cimentación profunda.

• En conjunto, mejorando una zona determinada del terreno.

− Por el tipo de solicitación dominante a la que están sometidos:

• Esfuerzos axiales a compresión o tracción (cimentaciones y

recalces).

• Momentos flectores y esfuerzos cortantes (estabilización de laderas,

contención de excavaciones, etc.).

− Por el sistema de inyección de la lechada o mortero de cemento:

En el tratamiento de suelos potencialmente licuables, los micropilotes se han

utilizado como técnica de recalce, en la cual las cargas de una determinada

estructura son transmitidas a capas más profundas del terreno con mejores

características, atravesando los estratos susceptibles a licuar (Figura III-21).

También estos pueden ser utilizados en forma de reticulado en todo el

perímetro de la cimentación, de tal manera que además de recalzar confinan el

terreno, disminuyendo las deformaciones tangenciales cíclicas al ser sometido

éste a las acciones sísmicas (Figura III-22).

Presenta la desventaja de su escasa resistencia a flexión, lo cual limita su

aplicación en espesores considerables de terrenos licuables, en donde los

micropilotes perderían el confinamiento del terreno circundante.



215

Figura III-21 Recalce con micropilotes.

Figura III-22 Recalce mediante reticulado de micropilotes.

Micropilotes

Pilotes existentes

Viga de atado

Pilas

Vigas

Reticulado de micropilotes

Encepado

Muro exterior

Calzada

Muro exterior

Terreno licuable

Terreno no licuable

Pilotes existentes

Micropilotes

Terreno licuable

Terreno no licuable

Planta

Sección

Armadura



216

III-3-2 Inyecciones de impregnación

Consiste en la inyección de un fluido de baja viscosidad dentro de los poros del

terreno, sin prácticamente modificar o alterar la estructura del suelo. El principal

objetivo de esta técnica es reducir la permeabilidad, controlar las redes de flujo,

incrementar la resistencia y la deformabilidad del terreno (Figuras III-23 y III-

24).

Figura III-23 Inyecciones de impregnación.

Figura III-24 Esquema de inyección.

Tubos manguitos

Inyección

Partícula de suelo



217

Como esta técnica es dependiente de la permeabilidad, su empleo está

restringido a arenas y gravas limpias u otro tipo de terrenos porosos que

puedan ser penetrados por las inyecciones poco viscosas. Debido a ello, la

porosidad gobierna las admisiones en este tipo de tratamiento. Otros aspectos

importantes a tener en cuenta son la granulometría, la fábrica y la estratigrafía

del terreno.

Se puede estimar que el volumen aproximado inyectado estará entre 10-25%

del volumen total del terreno a tratar. La inyección se realiza a baja presión, por

fases, directamente en el taladro de perforación o mediante el uso de tubos

manguitos, los cuales tienen la ventaja que cada punto de inyección puede ser

reinyectado en caso que no se alcancen los objetivos establecidos.

La dirección del flujo del agente inyectado está condicionada por la

permeabilidad del terreno. En suelos muy uniformes la inyección se propaga en

forma radial o esférica. Sin embargo las heterogeneidades y la anisotropía,

afectan la penetración y la propagación del agente, formándose bulbos

asimétricos.

Los agentes utilizados en este tipo de tratamientos, pueden consistir en

suspensiones convencionales como cemento Pórtland, microcemento, cenizas

volantes, arcilla y agua o soluciones químicas como son los silicatos sódicos,

acrilaminas, lignosulfatos y resinas (Karol, 1982). Los silicatos sódicos son las

soluciones más utilizadas para el refuerzo del terreno. Las acrilaminas y los

lignosulfatos son altamente tóxicos.

Las soluciones liquidas convencionales con cemento Pórtland no impregnará la

mayoría de las arenas, el microcemento no impregnará las arenas de medias a

finas y las soluciones químicas no impregnarán las arenas con contenido de

finos mayores al 25% (Figura III-25).

Con este tipo de técnica se puede mitigar y/o evitar la ocurrencia del fenómeno



218

de licuación bajo obras construidas mediante su aplicación en dos variantes:

1- Mediante el tratamiento de la masa de terreno potencialmente licuable

situada bajo la cimentación de la obra en cuestión. Con esta técnica el

terreno es estabilizado, impidiendo que se produzca un colapso de su

estructura al ser sometido a la acción sísmica, de esta manera, se evita

el incremento de presión intersticial que origina licuación, además de

proveer cohesión e incrementar la rigidez del terreno.

Figura III-25 Rango de aplicación de los distintos agentes estabilizantes utilizados en

las inyecciones de impregnación.

2- Mediante la utilización de esta técnica como recalce (Figura III-26), en la

cual las cargas de la estructura en cuestión son transmitida a estratos

más profundos con mejores propiedades resistentes y que no sea

susceptible a licuar. Además de transmitir las cargas al estrato profundo,

se crea una barrera rígida y poco permeable entre el terreno que rodea

la estructura (potencialmente licuable) y el terreno bajo la misma. Esta



219

barrena por un lado confina el terreno bajo la cimentación de la

estructura, limitando las deformaciones tangenciales cíclicas debido a la

acción sísmica, impidiendo el colapso de la estructura del terreno y así la

generación de presión intersticial, y por otro lado funciona como barrera

impermeable, impidiendo la propagación de las presiones intersticiales

generadas en las zonas circundantes licuadas al terreno bajo la

cimentación recalzada.

Figura III-26 Esquema de recalce con inyecciones de impregnación.

La separación entre taladros varía entre 0.5 y 2 m. Debe evitarse separaciones

mayores, para no dejar zonas sin tratar.

El éxito de las inyecciones de impregnación dependerá de la determinación

precisa del tamaño de los huecos existente en el terreno, obtenidos a través de

de la granulometría y la permeabilidad.



220

III-3-3 Inyecciones de fracturación

Esta técnica consiste en la hidrofracturación deliberada del terreno mediante la

inyección bajo presión, con el objetivo de colmatar con la mezcla inyectada las

fisuras así creadas, junto a los posibles huecos y fisuras naturales existentes

(Figura III-27).

El resultado final, es un terreno armado e impermeabilizado por la red de

fisuras rellenas con la mezcla inyectada, así como consolidado, en cierto grado,

por lo pequeños desplazamientos del proceso de hidrofracturación (Figura III-

28).

Figura III-27 Esquema ejecución inyecciones de fracturación.

Figura III-28 Vertebraciones en el terreno producto de la hidrofracturación.



221

Estas discontinuidades y fisuras se producen en la dirección de mínima

resistencia, en teoría esta sería la dirección de la tensión principal mayor, pero

en la práctica estas direcciones usualmente son controladas por la anisotropía

del terreno.

Este tipo de inyección se aplica mediante la técnica de los tubos manguitos,

permitiendo la reinyección en varias fases.

Lechadas de cementos y soluciones químicas son los tipos de materiales

utilizados en esta técnica.

Las inyecciones de fracturación se pueden utilizar como método de refuerzo de

terrenos potencialmente licuables. La lechada o soluciones químicas

inyectadas forman una vertebración de inclusiones fraguadas y endurecidas

que arman el terreno, aumentando la estabilidad de la estructura interna del

terreno, su resistencia y disminuyendo su deformabilidad, por lo tanto, evitando

la generación de presión intersticial por la acción cíclica sísmica. Al mismo

tiempo, el tratamiento sirve de barrera, confina el terreno bajo la cimentación y

evita la propagación de sobre presiones intersticiales desde zonas licuadas

circundantes.

III-3-4 Jet Grouting

Se define como Jet-grouting el tratamiento del terreno consistente en la

disgregación del mismo con alta energía en sentido generalmente ascendente

y la mezcla con una lechada de cemento, con el fin de crear de una forma

controlada columnas seudo cilíndricas de suelo-cemento (Figura III-29).

Aunque estas columnas vienen en ocasiones reforzadas por armaduras de

acero situadas en su eje, lo habitual es que estén compuestas únicamente por

la mezcla del suelo, previamente disgregado, con la lechada de cemento.



222

Figura III-29 Esquema tratamiento con Jet Grouting.

Las diferentes tipologías o clasificaciones de este tratamiento se establecen

básicamente por el sistema de desplazar y fracturar el terreno circundante y

mezclarlo con la lechada de cemento inyectado. Pudiendo ser del tipo 1,2 y 3.

El jet tipo 1, también denominado simple, mono Jet o de fluido único, en donde

la propia inyección de la lechada de cemento produce por una parte la

disgregación o el desplazamiento del terreno, y por otra su mezclado con el

mismo (Figura III-30).




223

En el jet tipo 2, también denominado también Jet de doble fluido. Se presenta

con dos variantes:

• En la Variante 2A (agua + lechada) el tratamiento del terreno se realiza a

través de dos toberas desplazadas verticalmente (Figura III-31). La

disgregación del terreno se realiza con ayuda de agua a alta presión, por

la tobera superior, y la inyección de relleno de lechada de cemento se

realiza a menor presión por la tobera inferior.

Figura III-31 Jet Grouting tipo 2A.

• En la Variante 2B (aire + lechada) los chorros son concéntricos,

potenciando el aire la acción de rotura del terreno y el mezclado de la

lechada de cemento, además de favorecer la evacuación del detritus

(Figura III-32).



224

Figura III-32 Jet Grouting tipo 2B.

El jet tipo 3, conocido también como Jet-grouting de triple fluido o tri-jet,

consiste en envolver con aire comprimido el chorro de agua a alta presión del

Tipo 2, que se inyecta por las toberas superiores para romper el terreno, para

posteriormente rellenarlo con lechada de cemento inyectada por las toberas

inferiores (Figura III-33).




225

En los tipos de Jet 2 y 3, la presión de la lechada de cemento en el relleno,

será la necesaria para poder inyectar los volúmenes de lechada prefijadas en el

campo de pruebas, a través de las toberas de relleno.

Existen en la actualidad y además se están desarrollando otros tipos de jet

como el superjet (Figura III-34), el cual no se han estandarizado todavía, pero

su aplicación al mercado es inminente.

Las presiones de trabajo varían entre 40 a 60 Mpa y las toberas de inyección

tienen un diámetro entre 2 y 4 mm.

La cantidad de lechada inyectada y el mezclado de ésta con el terreno

dependerán de la velocidad rotacional y ascensional del varillaje de

perforación/inyección.

Esta técnica ha sido usada ampliamente para recalces de estructuras,

contención de excavaciones, control de redes de flujo en el terreno y refuerzo

del terreno.

El Jet Grouting se ha utilizado en recalces de estructuras cimentadas sobre

terreno licuables, mediante la ejecución de columnas de jet en todo el

perímetro de la cimentación, transmitiendo la carga de la estructura a estratos

más competentes (atravesando las capas susceptibles a licuar), además de

confinar y/o encapsular el terreno potencialmente licuables evitando grandes

deformaciones tangenciales, la generación de presión intersticial y la

propagación de la misma desde zonas licuadas al terreno bajo la cimentación,

al ser sometido a las acciones sísmicas (Figura III-35).



226

Figura III-34 Esquema tratamiento con Superjet.

El número y el espaciamiento de los taladros son factores muy importantes que

influyen en el comportamiento global del terreno tratado.

Figura III-35 Jet Grouting como recalce.



227

III-3-5 Inyecciones de compactación

Consiste en la inyección de un mortero seco, de baja movilidad, que al ser

inyectado se expande como una masa homogénea desplazando y

compactando el terreno circundante (Figura III-36 y III-37). Ha sido utilizada

exitosamente en compensación de asientos y en densificación de terrenos.

Esta técnica es aplicable a terrenos granulares (donde se encuentran los

terrenos potencialmente licuables), pero no es apropiada para terrenos

cohesivos saturados y es marginalmente efectiva en limos.

El mortero esta formado por arenas limosas, cemento, cenizas volantes y agua.

El cono de Abrams exigido está en torno a los 25 mm.

Figura III-36 Inyecciones de compactación.



228

Figura III-37 Esquema desplazamiento y compactación del terreno circundante.

La velocidad de inyección es baja, menor a 60 lts/min y las presiones máximas

dependerán de la sensibilidad de las estructuras adyacentes.

Esta técnica ha sido utilizada para el tratamiento en obras cimentadas en

terrenos potencialmente licuables, combinando la densificación con las

características propias de la inyección (Figura III-38).

Al inyectar en el terreno mortero bajo presión, se produce una expansión que

desplaza y compacta el terreno, modificando las propiedades, incrementando la

densidad relativa, aumentando la resistencia, la rigidez y disminuyendo la

permeabilidad, en otras palabras de incrementa la resistencia a la licuación.

Tubería de inyección

Terreno compactado

Inyección



229

Figura III-38 Esquema de inyecciones de compactación en recalces.

III-3-6 Otros métodos

Existen otros métodos de mejora, como el Deep Mixing, Pantallas de hormigón,

pantallas drenantes, entre otros, que podrían utilizarse para mitigar el potencial

de licuación en obras construidas, pero dadas las condiciones necesarias para

la ejecución los mismos, hace prácticamente imposible su uso debido a las

restricciones de acceso y gálibo.

III-4 RECAPITULACIÓN Y CONCLUSIÓN

Los métodos de mitigación del fenómeno de la licuación y los efectos

asociados a ella, se pueden dividir en dos grandes categorías:



230

- Los métodos que evitan la ocurrencia del fenómeno.

- Los métodos que atacan o contrarrestan sus consecuencias.

Dentro de cada una de estas categorías, se pueden encontrar métodos cuya

aplicación está orientada a obras nuevas y métodos cuya aplicación está

orientada a obras o construcciones existentes.

Dentro de los métodos orientados a las obras nuevas, los basados en la

densificación del terreno son los más fiables. Esta afirmación, ha sido

contrastada con la experiencia, debido al gran número de tratamientos

ejecutados y los resultados obtenidos. Debido a ello, se considera como el

método estándar para mitigar el potencial de licuación. No obstante, la

aplicación de estas técnicas (vibroflotación, vibrosustitución, compactación

dinámica clásica y rápida) genera efectos indeseables sobre el medio

ambiente, debido a las vibraciones y al ruido producido durante la ejecución de

los mismos.

Los métodos como la vibroflotación y la vibrosustitución son capaces de

mejorar depósitos con espesores considerables. Sin embargo, los métodos de

la compactación dinámica clásica y la compactación dinámica rápida pueden

ser ejecutados con un menor costo, pero la profundidad de influencia de los

mismos es limitada, tendiendo a ser menos efectivos a medida que aumenta la

profundidad. Además, su efectividad también disminuye a medida que se

incrementan el contenido de finos.

Entre los métodos de mitigación cuya aplicación está orientada a

construcciones existentes, los basados en inyecciones son los más efectivos y

fiables. Éstos, además, de contrarrestar los efectos de la licuación, incrementan

la capacidad portante del terreno y minimizan las deformaciones. Tiene la

ventaja de que su ejecución puede realizarse con bajos niveles de ruido y

vibraciones. Sin embargo debe prestarse mucha atención al costo de la

actuación y los efectos de los agentes estabilizantes sobre el medio ambiente.



231

La susceptibilidad de licuar del terreno sin tratar bajo la cimentación disminuye

por el efecto de confinamiento y de restricción a las deformaciones

tangenciales en el caso de que se utilice un tratamiento parcial y no en masa.

A la hora de seleccionar un método de mitigación apropiado, el ingeniero

geotécnico debe tomar en cuenta los costos, factores de ejecución, el tipo de

estructura, condiciones del terreno, efectos ambientales, fiabilidad, facilidad de

supervisión y además los aspectos propios de cada tipo de actuación.

De acuerdo a lo comentado en el párrafo anterior y revisando las diferentes

técnicas de inyección, se llega a la conclusión que las denominadas

inyecciones de compactación son las más adecuadas para evitar y

contrarrestar el fenómeno de la licuación y los efectos asociados a ella en

obras existentes, por los siguientes motivos:

- Están basadas en la densificación del terreno, a través de la inyección.

De esta manera engloban las características propias de los métodos de

densificación e inyección.

- Sirven al mismo tiempo de recalce a la estructura en cuestión.

- Su costo es bajo en relación a otras técnicas similares.

- Su ejecución es sencilla.

- Los resultados obtenidos en terreno granulares saturados han sido

satisfactorios.

- Se pueden realizar en condiciones de gálibo limitado.

- No tiene efectos ambientales.

- Son de fácil supervisión y control, entre otros aspectos.

Como consecuencia de lo expresado, el capítulo siguiente se dedica al estudio

de las inyecciones de compactación, como método de mejora de terrenos

potencialmente licuables.

CAPITULO IV INYECCIONES DE COMPACTACIÓN

CAPITULO IV- INYECCIONES DE COMPACTACIÓN


235

IV-1- RESEÑA HISTORICA DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN

La primera aplicación de las inyecciones con mortero se remonta al año 1952,

cuando un pequeño contratista de Los Ángeles en California, reparó una

estructura de transición de hormigón para el control de inundaciones en un

canal. Una inundación anticipada había lavado parte de las arenas finas que

formaban el material del filtro bajo dicha estructura.

La solución más adecuada a este problema, pareció ser el rellenado de las

oquedades del terreno provocados por el lavado de finos, mediante un

tratamiento con mortero de cemento. En aquel entonces, se carecía de la

tecnología adecuada para bombear mortero, pero a pesar de esta dificultad, se

construyó un equipo de bombeo rudimentario para ejecutar el tratamiento. No

obstante a las citadas dificultades, el tratamiento funcionó y se rellenaron los

huecos.

Este caso sirvió de precedente, para el desarrollo de sistemas de bombeo

impulsado y finalmente en 1954 Marvin y Richard Bennet desarrollaron la

primera bomba para pasta de mortero, seguido por el desarrollo de la primera

bomba de hormigón en 1961.

El empleo de este tipo de tratamiento se fue expandiendo, llegándose a utilizar

para mejoras de terrenos y compensación de asientos en losas de cimentación,

en todos los casos empleando una inyección constituida por un mortero seco.

Dicho mortero tendía a permanecer cerca del punto de inyección, permitiendo

compensar asientos con tolerancias pequeñas.

El primer caso en que se emplearon estas inyecciones para compensar

asientos data de junio de 1957 (Warner, 2003), en que la piscina de un nuevo

complejo de apartamentos presentaba patologías de grietas y asientos. La

piscina estaba rodeada por edificios de media altura, lo cual impedía el acceso

de equipos de cierta envergadura. La parte más profunda de la misma fue



236

cimentada en una zona de rellenos cohesivos, siendo este lugar, donde los

asientos registrados eran mayores. Las grietas permitieron la infiltración de

agua, saturando dichos rellenos.

Para compensar aquellos asientos, se ejecutó una malla cuadrada de taladros

de 1.20 m de lado en todo el fondo la piscina. El diseño original contemplaba

que los taladros más superficiales llegasen hasta el fondo de una antigua losa

de cimentación existente. A pesar de que en aquel entonces se creía que los

suelos finos no podían ser inyectados, se razonó que unos pequeños taladros

llenos con mortero deberían proveer el soporte necesario y prevendrían los

futuros asientos. Tan pronto como la inyección fue iniciada, el agua comenzó a

salir por el taladro situado en la cota más baja y continuó fluyendo durante la

inyección. El tratamiento había requerido 10 veces el volumen de mortero

establecido originalmente. Entonces, se concluyó que se había logrado

expulsar el agua contenida en los intersticios del relleno, lo cual hasta la época

no se creía posible. De esta manera nació la comúnmente conocida inyección

de compactación.

Este descubrimiento motivó el inicio de programas de investigación, donde

cientos de experimentos fueron realizados y sus resultados minuciosamente

inspeccionados. Durante estos programas, los cuales fueron recogidos por

Brown y Warner (1973), se utilizaron varios tamaños y tipos de tubería de

inyección. Al mismo tiempo, se estudiaron las composiciones y consistencia de

los morteros. Se encontró que el ritmo de inyección y aún más importante, la

reología de la mezcla, son los factores más importantes para obtener masas

inyectadas de forma regulares. Los mejores resultados fueron logrados con la

mezcla más seca y dura que fue posible inyectar.

En 1960 las inyecciones de compactación fueron empleadas para estabiliza los

problemas de asientos en un proyecto de condominios, cimentados en un

relleno sobre un antiguo cañón. La cimentación estaba formada por pilotes

ejecutados “in situ”, apoyados en un estrato rocoso localizado en el fondo del



237

relleno. El relleno estaba constituido por bolos de gran tamaño y escombros

provenientes de la construcción. Los asientos se generaron porque muchos de

estos pilotes se habían quedado cortos, apoyándose en los bolos en vez de la

roca (estrato de apoyo inicialmente previsto).

Las inyecciones de mortero fueron empleadas con el objetivo de inyectar por

debajo de la punta de los pilotes cortos, hasta llegar al estrato rocoso. Para

está fecha no se habían realizado inyecciones de compactación a

profundidades mayores de 6 m. Los resultados obtenidos fueron muy

satisfactorios, la inyección no migró, la resistencia superó los 40 kg/cm2

requeridos y cero asiento con un 100% de recuperación de deformación

elástica en las pruebas de carga.

En los años siguientes se produjo un gran incremento de tratamientos que

incluían el uso de las inyecciones de mortero. Se realizaron excavaciones en

las columnas inyectadas, para estudiar la geometría de la masa inyectada, y

por consiguiente incrementar los conocimientos de los proceso mecánicos

envueltos.

En la década del 70, los tratamientos con inyecciones de mortero comenzaron

a expandirse más allá de California. En 1977, esta técnica fue usada en

Baltimore Maryland, con el objetivo de compensar los asientos esperados

durante la construcción del nuevo sistema de metro urbano. Tan pronto pasaba

el escudo de la tuneladora, se realizaron inyecciones a solo 6 metros por

encima de la coronación del túnel. Sin embargo se planteó la duda, en

principio, de que la inyección pudiese afectar al túnel y a pesar de las grandes

presiones empleadas no se produjo ningún daño. Los asientos experimentados

fueron mucho menos de los anticipados y el proyecto fue declarado como un

significativo éxito (Baker, Cording y Mac-Pherson, 1983). Desde entonces este

procedimiento ha sido usado, en otros proyectos de túneles con un gran éxito.



238

En el año 1978 se produjeron dos grandes avances en la tecnología de las

inyecciones de mortero: Inyección bajo agua y el uso del nuevo cono holandés

(CPT) para evaluar la mejora inducida al terreno por la inyección.

En 1980, “The ASCE Committee on Ground” publicó “Preliminary Glossary of

Terms Relating to Grouting” (1980). En éste documento las inyecciones de

compactación se definen como un mortero inyectado con menos de 1 pulgada

(25mm) de revenimiento en el cono de Abrams. Con el objetivo de diseñar

morteros más fáciles de bombear, se realizaron algunos tratamientos

añadiendo arcilla u otros plastificantes, pero estos aditivos carecían de fricción

interna, comportándose como un fluido en el terreno, lo cual provocaba la

fracturación hidráulica del mismo, perdiéndose el control de la inyección y de

los resultados obtenidos. Lamentablemente, muchas obras se han ejecutado

con el nombre de inyecciones de compactación, realmente no lo han sido y los

resultados han sido desastrosos.

A principio de la década de los 80, los ingenieros geotécnicos orientados a la

solución de problemas de origen dinámico, se comenzaron a interesar por las

inyecciones de compactación, dada la versatilidad, efectividad y economía en

el tratamiento de terrenos potencialmente licuables bajo o alrededor de obras

existentes. El primer caso documentado fue el Kaiser Hospital en San

Francisco California y data de 1984 (Donovan y otros).

En la década del 90, se dedicaron importantes esfuerzos en la investigación,

con el objetivo de mejorar y ampliar los conocimientos en las inyecciones de

compactación. Sin embargo, la gran mayoría de estos, así como una gran parte

de la experiencia existente hasta la época, se habían orientado a la detención,

eliminación y compensación de asientos. Como la efectividad de las

inyecciones en este tipo de aplicación se verificaba durante la ejecución del

tratamiento, no hubo iniciativa para el estudio cuantitativo de los efectos que las

mismas, producían en los terrenos tratados. Como resultado de esto, hoy en

día existe poca información disponible con la cual se pueda evaluar, la



239

efectividad de las inyecciones de compactación en terrenos potencialmente

licuables.

El estudio de las inyecciones de compactación, orientado al tratamiento de

terrenos potencialmente licuables, es una verdadera necesidad, debido a que

con el mismo se podrá proveer a los ingenieros geotécnicos una herramienta

efectiva y económica para la mitigación de este fenómeno.

IV-2 DEFINICIÓN DE INYECCIÓN DE COMPACTACIÓN Las inyecciones de compactación consiste en inyectar lentamente (60 litros por

minuto o menos) un mortero seco, asiento en el cono de Abrams (revenimiento)

menor a 5 cm, provisto de una gran fricción interna, el cual al ser inyectado se

mantiene como una masa homogénea expansiva, por lo que desplaza y

compacta el suelo circundante. El mortero no penetra dentro de los poros del

suelo, pero crece como un bulbo, provocando desplazamientos radiales

controlados compactando los suelos flojos o sueltos.

La inyección convierte al suelo en más denso. El agua y el aire contenido

dentro del mismo son forzados a salir, produciéndose un reacomodo de las

partículas que lo constituyen.

El proceso de inyección puede ser continuo hasta superar una presión límite,

un volumen límite y/o que se produzcan movimientos indeseados.

A pesar de que la aplicación original de esta técnica es relativamente un

concepto sencillo, envuelve todas las complejidades de la mecánica de suelos,

reología del mortero, perforación, bombeo y la experiencia. La manera y el

grado en que dichos factores son manejados determinan el éxito o fracaso de

un proyecto dado.



240

Es muy común, en la práctica profesional, llamar inyecciones de compactación

a las inyecciones de baja movilidad, siendo dos conceptos diferentes, a pesar

de tener muchos aspectos comunes. Debido a ello, resulta conveniente

conocer cada una de ellas y sus respectivas aplicaciones.

Se suele llamar inyección de baja movilidad a aquella inyección de mortero en

que la velocidad de inyección es irregular o especificada a ser mayor a 60

lts/min, con un asiento en el cono de Abrams (revenimiento) oscilando entre 5 -

10 cm. y su aplicación está relacionada al llenado de huecos y a la reducción

de la permeabilidad del terreno.

Las principales diferencias entre las inyecciones de compactación y las

inyecciones de baja movilidad, están marcadas por la velocidad de inyección, la

consistencia del mortero (asiento en el cono de Abrams) y el tipo de aplicación

asociada a cada una de ellas.

IV-3 APLICACIONES DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN

1. Mejora del terreno en suelos sueltos y/o colapsables, con valores de

NSPT típicos de 0 a 15-20 golpes.

2. Compensar asientos.

3. Mitigar el potencial de licuación, mediante aplicaciones pre o post

constructivas.

4. Reparación de pilotes anómalos.

5. Micropilotes formados por bulbos de mortero compactado como

elementos estructurales en recalces.



241

IV-4 TERRENOS A LOS CUALES LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN SON APLICABLES

a- Suelos granulares sueltos, saturados o no saturados En esta categoría se encuentran el mayor número de proyectos

realizados con este tipo de inyecciones. Estos suelos son en su

mayoría arenas y/o gravas con pocos finos (menor al 25%), de tal

manera que no se produzcan incrementos en la presión intersticial al

aplicar el tratamiento (Figura IV-1). Para garantizar la efectividad del

tratamiento los golpeos del SPT no deben superar los 15-20 golpes

(previo a la ejecución del mismo).

b- Suelos finos blandos no saturados Los suelos finos no saturados (limos y arcilla), con un SPT no mayor

de 10, pueden ser tratados con inyecciones de compactación. En

cuanto a los suelos finos saturados, para obtener una mejora eficaz

en términos prácticos, la frontera de los suelos saturados tratables

con esta técnica suele estar en los limos algo arcillosos (Figura IV-1),

pues suelos más impermeables requerirían muchas fases de

inyección con tiempos de espera importantes entre ellas y/o recurrir a

medidas expeditivas de drenaje entre taladros.

c- Suelos colapsables Suelos de origen eólico en zonas áridas también han sido tratados

exitosamente con inyecciones de compactación. Al actuar sobre

estos terrenos, hay que poner especial cuidado para evitar que se

produzcan fugas de agua, que puedan saturar el suelo, causando el

colapso de su micro-estructura provocando asientos.



242

Figura IV-1 Rangos aproximados de aplicación de las inyecciones de baja movilidad.

IV-5 RELACIÓN ENTRE EL TIPO DE SUELO, PRESIÓN Y VOLUMEN NECESARIO DE MORTERO Y CONSISTENCIA DEL MISMO, PARA EL TRATAMIENTO CON INYECCIONES DE COMPACTACIÓN

A partir de la experiencia y de los resultados obtenidos en tratamientos con

inyecciones de compactación, se ha podido observar la importancia de limitar la

consistencia del mortero a inyectar. En 1980, el Comité de Inyecciones de la

División de Ingeniería Geotécnica de la “American Society of Civil Engineering”

(ASCE), definió que el mortero a emplear en las inyecciones de compactación

debía tener un cono de Abrams inferior a 1 pulgada (2.54 cm). A pesar de que

este requerimiento se podría aplicar a la mayoría de los suelos, se consideró

demasiado restrictivo para suelos finos (Al-Alusi, 1997). No obstante, esta

limitación sigue siendo válida, para terrenos granulares de compacidad suelta

(floja) a densa. En la Figura IV-2a, se representa de manera cualitativa la

relación entre el tipo de terreno y el cono requerido (Al-Alusi, 1997).



243

Figura IV-2 Relación entre los parámetros de inyección y el tipo de terreno (Al-Alusi,

1997).



244

La presión de inyección está relacionada de manera inversa, en función del tipo

de terreno, con la consistencia del mortero. En la Figura IV-2b se muestra de

manera cualitativa la presión requerida para inyectar en varios tipos de

terrenos. El ritmo o caudal de inyección puede ser alto para terrenos de baja

consistencia y de bajo a muy bajo a medida que aumenta la fricción interna del

terreno (Figura IV-2c).

Bajo condiciones pseudo-estáticas y desde el punto de vista cualitativo, las

admisiones de mortero son mucho mayores en terrenos con baja fricción

interna en relación con los terrenos que poseen alta fricción (Figura IV-2d). De

acuerdo a lo anterior, la mejora (expresada en términos porcentuales) será

mayor en aquellos terrenos con mayores admisiones (Figura IV-2e).

Cada una de las Figuras (IV-2a hasta IV-2e) corresponde a estudios

cualitativos y se han realizado modificando cada una de las variables de

manera independiente, asumiendo todas las demás como constantes.



245

IV-6 DISEÑO DE INYECCIONES DE COMPACTACIÓN IV-6-1 Métodos de diseño basados en la relación entre la presión de

inyección y el volumen inyectado La teoría de expansión de cavidades, ha sido una herramienta muy útil para el

estudio de los bulbos de mortero inyectado (El-Kelesh et al., 2001 y Warner,

1992). Partiendo de dichas teorías, se han desarrollados ecuaciones para

predecir del comportamiento de las inyecciones de mortero, basadas en la

relación entre la presión límite y el volumen de mortero inyectado en terrenos

granulares.

Muchos expertos estiman el volumen de mortero a inyectar en el terreno a

partir de relaciones empíricas, en las que volúmenes entre 0.1 a 0.2 m3/m son

rangos típicos para mejorar terrenos sueltos a medianamente densos,

localizados a poca profundidad (menor de 2 m). Al incrementar la profundidad

se podrían inyectar volúmenes mayores sin generar movimientos en la

superficie.

La principal limitación del volumen a inyectar, es el levantamiento potencial de

la superficie de terreno y/o la excesiva deformación lateral que se podría inducir

a las estructuras enterradas (si existiesen).

Para la aplicación de este método se hace la hipótesis (simplificadas) de

considerar que la presión de inyección actúa en un área proyectada en el plano

horizontal sobre el bulbo de mortero. Se verifica que la sobrecarga existente

sobre el bulbo de mortero (obtenida a partir del peso de la cuña de terreno)

resista el levantamiento provocado por la presión de inyección (Figura IV-3).

La resistencia ofrecida por la sobrecarga es estimada como el peso del cono

truncado de terreno por encima del punto de inyección y se evalúa a partir del

equilibrio de fuerzas del diagrama de cuerpo libre obtenido a partir de la Figura



246

IV-3. Posteriormente de manera interactiva se determina la relación volumen-

presión límite en función de la profundidad a ser usada para establecer lo

criterios de rechazo.

Figura IV-3 Estimación relación presión límite – volumen.

El volumen del cono truncado se puede obtener a partir de la siguiente

expresión:

Vc = (π.D / 3) [ D2. (tan (β))2 + 3.r.D. tan (β) + 3.r2]

Donde:

r: radio del bulbo de mortero.

D: Profundidad de inyección.

β: Ángulo del cono, este valor varía de acuerdo a las propiedades del terreno,

siguiendo el criterio de Morh-Coulomb.



247

En algunos casos, la resistencia por fricción a movilizar en la superficie del

cono se desprecia (hipótesis de carácter conservador). Entonces, la expresión

simplificada del equilibrio de fuerzas será la siguiente:

p. π.r2 = γ. Vc

En donde p = presión de inyección, y γ = peso específico aparente del terreno.

Para el diseño de tratamientos para mitigar el potencial de licuación con este

método, es necesario estimar la densidad relativa del terreno antes del

tratamiento y el incremento necesario de la misma para que no se produzca

licuación (llegar a una densidad relativa mayor al 70%). A partir de esto, se

podrá estimar el volumen de huecos, dentro del esqueleto del suelo, que sería

necesario reducir para alcanzar la densidad relativa fijada.

Es muy importante destacar, que con el volumen inyectado (obtenido a partir

de dicho radio) no se deben producir movimientos de consideración en

superficie del terreno, es decir, que la presión necesaria para introducir dicho

volumen sea igual o menor que el peso del cono de terreno por encima del

punto de inyección (en caso de que desprecie la resistencia por fricción

desarrollada en la superficie de la masa desplazada verticalmente). Los

movimientos reducirán la efectividad del tratamiento, entonces entrarán en

juego otras variables, que habría que evaluar para poder determinar la mejora

obtenida.

IV-6-2 Método basado en la compactación por desplazamiento

Este método de diseño se basa en determinar el incremento de volumen

(mortero inyectado) necesario para obtener la densidad relativa establecida

como objetivo.



248

Para el estudio analítico con este método, se considera el terreno como un

medio continuo, homogéneo e isótropo, en que la presión de inyección se

disipa totalmente en una frontera de forma esférica (denominada borde neutro),

cuyo centro será el punto de aplicación de la inyección. En dicha frontera tanto

el incremento de tensiones como de deformaciones serán nulos.

El estado tensional existente en el terreno será el representado en la Figura IV-

4.

Las deformaciones en la masa de terreno se pueden representar de acuerdo a

la Figura IV-5.


desplazamiento).



249


desplazamiento).

Para un material lineal elástico, homogéneo e isótropo, la deformación

volumétrica unitaria es igual al volumen de mortero inyectado dividido el

volumen de terreno dentro del borde neutro.

εv = Vm / Vbn (IV-1)

Donde:

εv = Deformación volumétrica.

Vm = Volumen de mortero.

Vbn = Volumen dentro del borde neutro.

Aplicando la teoría de la elasticidad, el modulo de deformación obtenido estaría

definido por la siguiente expresión:

E = Pm / εv (IV-2)



250

Siendo Pm, la presión de inyección del mortero.

Sustituyendo la ecuación IV-1 en la ecuación IV-2, se obtiene:

Vm / Vbn = Pm / E (IV-3)

El incremento de densidad en la masa de suelo (∆γ) puede ser representado

como:

∆γ = ∆m / Vbn

En donde ∆m es la “masa introducida en el terreno”.

Sustituyendo la expresión anterior en la ecuación (IV-3) se obtiene:

∆γ = (∆m Pm) / (E Vm.)

La “masa introducida en el terreno” no sería la masa del mortero inyectado. La

masa introducida dentro del borde neutro (Vbn), la cual efectivamente

incrementa la densidad del terreno dentro de Vbn, es la correspondiente al

volumen de mortero inyectado multiplicado por la densidad del terreno

desplazado.

∆m = Vm . γs

Donde γs es la densidad del terreno en el punto de inyección.

Entonces,

∆γ = γs . Pm / E (IV-4)



251

Para el diseño de tratamientos para mitigar el potencial de licuación con este

método, es necesario estimar la densidad relativa del terreno antes del

tratamiento y el incremento necesario de la misma para que no se produzca

licuación (llegar a una densidad relativa mayor o igual al 70%). Con este valor

se podrá estimar, cuanto tiene que incrementarse el peso específico del terreno

antes del tratamiento para poder alcanzar la mejora establecida.

El módulo de deformación del terreno posterior al tratamiento se puede estimar

a partir de la ecuación IV-4.

E = γs . Pm / ∆γ (IV-5)

Para un determinado emplazamiento, γs se puede tomar de manera

simplificada como un valor constante. E es una propiedad intrínseca del terreno

y por definición representa la relación entre el volumen y la presión de

inyección.

Este método no tiene en cuenta los movimientos que pueden ser inducidos

durante el proceso de inyección, ni la manera en que estos pueden afectar a

las mejoras obtenidas.

A titulo de orientación en la tabla IV-1 (Al-Alusi, 1998), se muestran los módulos

de deformación obtenidos en función del volumen inyectado y las presiones

aplicadas en distintos terrenos. Los modulo de deformación se ha calculado a

partir de la ecuación IV-5 y los mismos son graficados en función del tipo de

terreno en la Figura IV-6, la cual coincide cualitativamente con la Figura IV-2b.

Este modelo se basa en algunas hipótesis simplificadas que difícilmente se

cumplen en la realidad. La linealidad y elasticidad son dos hipótesis que

pueden ser satisfecha bajo un nivel bajo de deformación. A pequeñas

deformaciones, los suelos exhiben cierta linealidad y elasticidad. Sin embargo a



252

Tipo de suelo Densidad Presión de inyección Incremento de densidad Módulo de elasticidad(Kg/m3) kPa % kPa X E6

Turba 970 1500 0.3 4.8

Arcilla / Arcilla limosaBlanda 1300 2000 0.2 19.5Media 1450 3500 0.15 33.8

Limos arenoso / ArcillaBlanda 1300 3500 0.15 30.3Media 1450 4100 0.1 59.5

Arenas limosas / ArenasFlojas 1300 4100 0.08 66.6Medias 1600 5500 0.07 125.7

x

xx x

xx

x

mayores niveles de deformaciones (como los encontrados en las inyecciones

de compactación) los terrenos no son ni lineales ni elásticos. Por lo tanto hay

que tener cuidado a la hora de interpretar los resultados de los cálculos

aplicando este método.

Tabla IV-1 Módulos de deformación obtenidos en función del volumen inyectado y las

presiones aplicadas en distintos terrenos (Al-Alusi, 1998).

Figura IV-6 Relación entre el modulo de elasticidad y el tipo de terreno (a partir de los

datos de la Tabla IV-1).



253

IV-7 METODOS DE INYECCIÓN

El proceso de inyección puede ser realizado mediante fases sucesivas

ascendente, descendente o una combinación de ambas.

El método descendente, consiste en realizar el proceso de inyección de

manera descendente, desde la superficie del terreno hasta el final del taladro.

En cada una de las fases el mortero se deja endurecer y posteriormente se re-

perfora continuando con la siguiente fase de inyección. Este método es usado

para aplicaciones a poca profundidad y en operaciones cuyo objetivo, además

de mejorar el terreno, es compensar asientos (Figura IV-7).

El método ascendente, consiste en realizar el proceso de inyección de manera

ascendente y continua según la fase especificada, desde el final del taladro

hasta la superficie. Este método es idóneo en aplicaciones donde la operación

de densificación y/o mejora requiere movimientos mínimos (Figura IV-7).

Existen casos en los cuales se han utilizado una aplicación combinada de

ambos métodos, con el objetivo de hacer la inyección más económica y al

mismo tiempo efectiva (Figura IV-7).

Figura IV 7 Procedimiento de inyección descendente (1ra y 2da fase de inyección) y

ascendente (última fase de inyección).



254

Cuando se utiliza el método descendente de inyección, existe un espacio de

tiempo considerable entre fases de inyección, en consecuencia los

movimientos, muchas veces muy pequeños, se relajan durante este intervalo

de tiempo y no existe un asiento acumulado por fases.

Por el contrario, cuando es usado el método ascendente, todo el taladro es

inyectado de manera continua. Por lo tanto los movimientos provocados son

acumulativos, y en muchas ocasiones pueden ser inadmisibles. La importancia

de un control cuidadoso y continuo de la instrumentación no debe ser

subestimada.

El método descendente es mucho más efectivo para profundidades inferiores a

los 5 m, lo cual se atribuye al endurecimiento del mortero inyectado en fases

anteriores, además de la mejora, que dichos bulbos de mortero, han provocado

en el terreno circundante (Warner, 1981). A partir de esta profundidad, con el

aumento de la tensión vertical, utilizando el método ascendente se han logrado

resultados similares a los obtenidos con el método descendente (Donovan,

1984 y Donovan et al, 1984).

Existen casos en que a poca profundidad, el que método ascendente puede ser

tan efectivo como el descendente, mediante la aplicación de algunas

modificaciones en el proceso de diseño y de inyección, como la doble inyección

en los tramos de taladro más superficiales o mediante la reducción de la

separación entre ellos.

A pesar que dichas modificaciones representarían un incremento del costo del

tratamiento, se vería compensado porque el método ascendente es el método

de ejecución más económico y mucho más eficiente (Boulanguer et al 1995).



255

IV-8 DISPOSICIÓN DE LOS TALADROS DE INYECCIÓN

En general los taladros se disponen según mallas triangulares o cuadradas, las

separaciones entre taladros es variable, pero nunca mayor a 3.5 m. En función

de los objetivos fijados, se puede comenzar a inyectar con una malla primaria,

continuar con una malla secundaria, en caso de ser necesario, finalizar con una

malla terciaria intercalada. El proceso de inyección terminará al alcanzar los

criterios de rechazo prefijados.

La distribución y separación de los taladros depende del terreno a tratar, la

mejora requerida y en caso de que exista una edificación, la geometría de la

misma.

Las mejoras logradas con este tipo de tratamiento dependen de la naturaleza

del terreno y el ritmo o caudal de inyección. Las investigaciones llevadas a

cabo por Warner y Brown (1973) en obras de recalces, han mostrado que una

separación entre taladros entre 3 y 3.5 m es óptima cuando el ritmo de

inyección era del orden de 42 lts/min. Si se incrementa el ritmo de inyección a

56 lts/min, habría que reducir la separación entre taladros a 2.4 m, para poder

inyectar la misma cantidad equivalente de mortero, no obstante, el terreno y

sus características deben ser tomados en cuenta. El ritmo de inyección optimo

depende del tipo de terreno, pero por lo general oscila en un rango entre 28 y

56 lts/min, por lo tanto la separación optima será entre 3.6 y 2.4 m para obras

de recalces, variando de acuerdo a dicho ritmo o caudal.

Para densificación de arenas y específicamente para la mitigación del potencial

de licuación, no existe en la bibliografía ninguna recomendación sobre la

separación óptima de los taladros.



256

IV-8-1 Malla de taladros primaria y secundaria Antes de iniciar el proceso de inyección, se recomienda seleccionar algunos

taladros alternos, que formarán la malla de taladros primarios. Una vez

inyectados los taladros primarios, se continúa inyectando los taladros

secundarios y de ser necesario taladros terciarios.

En caso que los taladros secundarios tengan admisiones (sin alcanzar ninguno

de los criterios de cese de inyección) superiores a los taladros primarios, es

indicio de que la separación entre los mismos ha sido muy grande, por lo tanto,

habría que cerrar más la malla, agregando taladros terciarios. Sin embargo, si

los taladros secundarios admiten mucho menos volumen que los primarios

(admisiones escasas), la malla estaría muy cerrada, y habría que abrirla más.

La situación óptima será aquella en que los taladros secundarios tomen un

poco menos volumen que los primarios.

Otro aspecto importante es la secuencia de inyección, los taladros del

perímetro serán inyectados primero, con el objetivo de proveer un

confinamiento a los taladros inyectados posteriormente. Cuando los taladros

estén ubicados próximos a un talud, se inyectarán primero los localizados en el

pié del mismo

Cuando el tratamiento se ejecuta bajo una edificación, la distribución de los

taladros estará condicionada por la geometría de la misma. En estos casos la

secuencia de inyección desempeña un papel muy importante, debido a que

durante todo el proceso de inyección hay que mantener un equilibrio en las

cargas soportadas por los elementos resistentes de la estructura, evitando la

sobre-solicitación de los mismos. Cuando las condiciones de ejecución lo

permitan se recomienda colocar una o dos filas de taladros adicionales en todo

el perímetro de la edificación permitiendo un mayor confinamiento de la zona

tratada.



257

IV-9 EJECUCIÓN DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN IV-9-1 Perforación Esta operación tiene como objetivo la introducción de la tubería de inyección,

de acuerdo al diseño y planificación establecida, llevando el mortero hasta la

localización precisa para la ejecución del tratamiento.

Normalmente la perforación se efectúa por rotación, utilizando una tubería con

zapata o corona de corte en su extremo, que puede ser utilizada para la

inyección.

Dependiendo del tipo de obra, las operaciones de perforación e inyección se

pueden independizar o hacerse juntas, es decir, utilizando la misma

perforadora para extraer las barras de perforación - inyección, en lugar de

gatos.

Si la perforación e inyección se realiza utilizando la misma perforadora, la

tubería de perforación - inyección no solamente debe ser capaz de realizar la

perforación, si no también, debe permitir la circulación del mortero por su

interior y muchas veces servir de entibación en suelos donde la perforación no

sea estable.

Con el objeto de que la inyección de mortero sea auto-obturable, se debe

cumplir que la relación entre el diámetro de la tubería de inyección y la tubería

de inyección sea inferior a 1.3, siempre y cuando el diámetro de perforación e

inyección no sean iguales.

Si la relación especificada anteriormente es mayor a 1.3, el mortero puede

retornar en forma de rechazo, perdiendo efectividad el tratamiento. Cuando el

diámetro de la perforación es demasiado grande, el espacio anular se puede



258

obturar añadiendo arena, pero a pesar de esto, usar una relación diámetro de

perforación / Diámetro tubería de inyección muy grande, no representa una

buena alternativa para realizar este tipo de tratamiento.

El método de perforación puede verse afectado por: problemas de

accesibilidad, espacio anular, capacidad de perforación en suelos difíciles,

consideraciones de extracción, etc. No existe un método que se pueda ajustar

a todos los escenarios posibles, por lo tanto, es necesario considerar

cuidadosamente los efectos que las diferentes técnicas de perforación pueden

tener en la totalidad del programa de inyección, desde el punto de vista técnico

y práctico.

Las tuberías de inyección deben tener un diámetro interno mínimo de 75-100

mm. Se podrían utilizar diámetros mayores, pero cada incremento, crea de

manera proporcional, problemas en el personal de operación al remover

secciones de tubería. Sin embargo, facilitará la colocación de barras de

refuerzo, en caso de que se quiera colocar alguna barra o tubo de acero como

refuerzo.

Las restricciones de gálibo pueden requerir en muchas ocasiones tramos de

tubería con longitudes cortas, para poder garantizar las operaciones de

inserción y de retiro de la misma.

Las áreas sin problemas de galibo permitirán el uso de tuberías más largas,

pero el proceso de extracción se requiere, típicamente, de algún tipo de

plataforma levadiza y/o grúas para monitorear los manómetros y permitir las

desconexiones de mangueras.

Debido a que las inyecciones de compactación normalmente son ejecutadas en

suelos sueltos o flojos, la perforación puede ejecutarse con un pequeño (y

muchos casos) equipo manual.



259

IV-9-2 Dosificación del mortero seco Los morteros usados en las inyecciones de compactación están constituidos

por arena, cemento, cenizas volantes y una pequeña proporción de bentonita

(para asistir a las operaciones de bombeo). Existen casos en que estos

componentes pueden variar, omitiéndose totalmente alguno de ellos.

Este mortero resultante debe poseer propiedades reológicas, las cuales son

proporcionadas por las relaciones complejas entre la fricción interna y los

mecanismos de disipación de esfuerzos. Las propiedades reológicas están

reguladas por la granulometría de los agregados, el contenido de finos de la

mezcla (incluyendo las partículas de cemento) y la cantidad de agua añadida.

En la Figura IV-8 se presentan los rangos granulométricos recomendados por

la práctica americana (Warner & Brown y Bandimere) para las arenas a utilizar,

con un límite inferior para el contenido de finos y un límite superior para el

material grueso. En general, conviene que la granulometría se ajuste lo más

posible a la línea ideal y que, en todo caso, la atraviese.

Cuanto más se acerque la mezcla al límite inferior, será más “bombeable” pero

se alejará del objetivo de formación de bulbos. Por el contrario, cuanto más se

acerque al límite superior, será mejor desde el punto de vista de la formación

de bulbos, pero menos “bombeable”. Los diseños actuales están tendiendo

hacia mezclas más gruesas, con el desarrollo de mejores bombas.

De lo anteriormente expuesto se deduce, que las partículas finas (plástica vs.

no plásticas) menores de 0.074 mm (tamiz 200) controlan los dos aspectos

más importantes del diseño del mortero:

1. La capacidad del mortero para ser bombeado.



260

2. La facilidad y/o dificultad del mortero de perder agua bajo presión una

vez inyectado, lo cual también es función de las propiedades reológicas

de los demás componentes de la mezcla empleada.

Figura IV-8 Rangos granulométricos de los áridos para inyecciones de baja movilidad

(Shethji A. y Vipulanandan C., 2003)

El mortero “ideal” será aquel constituido por una mezcla sin finos, de tal manera

que se garantice los puntos de contactos y la fricción entre las partículas. Pero

la tecnología de bombeo existente en la actualidad no lo permite, debido a que

las grandes fricciones transferidas en las mangueras y tuberías de inyección

bloquearían el sistema. Debido a ello, a la mezcla que constituye el mortero se

le añade agua, limos y bentonita con el objetivo de minimizar las fuerzas de

fricción desarrolladas. No obstante, el mortero debe mantener la capacidad de

perder el agua y el cono especificado.

Hoy en día los mejores morteros son aquellos que rozan el límite de no

bombeables. Por lo tanto, una manera conveniente para dosificarlo, es limitar el

contenido de finos hasta que la mezcla no se pueda bombear y luego ir



261

ajustando añadiendo limos, cenizas, cemento o bentonita hasta lograr que la

misma se pueda “bombear”.

En cuanto al tipo de agregado, los de origen calcáreo son mucho menos

abrasivos que los de origen silíceo, por lo tanto, desarrollan menores fricciones

en el sistema de bombeo, requiriendo mucho menos contenido de finos en la

mezcla, desgastando mucho menos el sistema de bombeo.

Para obtener un mortero con cono de Abrams de 4-5 cm, la relación agua-

sólidos es entorno a 0.12 y la relación arena / (cemento + cenizas) de 2

(Armijo, Dickes y Henríquez, 2002), con un tamaño máximo del agregado de 3

mm (Foto IV-1). En caso de ser necesario, se puede añadir hasta un 2% de

bentonita (con relación al peso del agua) para facilitar las operaciones de

bombeo.

Foto IV-1 Control asiento en Cono de Abrams (< 5 cm).

La consistencia de la mezcla durante el proceso de dosificación y mezclado,

puede ser verificado mediante el ensayo de la “Pelota de Baseball” (Armijo,

Dickes y Henríquez, 2002). A pesar de que este ensayo empírico no se



262

encuentra referido en ninguna bibliografía, representa un elemento muy útil a la

hora de ajustar las dosificaciones a emplear. El mismo consiste en amasar con

las manos una pequeña cantidad mortero, formando una pelota similar a una

pelota de baseball (Fotografías IV-2, IV-3 y IV-4). Posteriormente la pelota

formada es vibrada, con movimientos horizontales de la mano de pequeña

amplitud, en cuatro fases de aproximadamente cinco segundos cada una. Si la

pelota pierde totalmente su forma, el mortero no tiene suficiente consistencia y

por lo tanto no cumpliría el cono de Abrams requerido (menor a 5cm); siendo

necesario realizar otra dosificación más consistente hasta conseguir que se

mantenga prácticamente con su forma inicial.

La cantidad de cemento añadido al mortero es función de los requerimientos de

resistencia exigidos en cada proyecto. Cuando se realizan obras de mejora de

terreno, las inyecciones de compactación, son usadas como un medio de

densificación “In-Situ” y por lo tanto la resistencia de la mezcla no es un

aspecto fundamental. De hecho existen proyectos donde no se ha añadido

cemento. Sin embargo, en estos casos la resistencia del mortero debe ser por

lo menos la misma que el terreno que le rodea. Por otro lado, si los bulbos

además son utilizados como elementos estructurales o elementos de refuerzos,

la resistencia de la mezcla se convierte en un aspecto importante,

estableciéndose la resistencia requerida.

Las cenizas volantes son un tipo de cementante con un tiempo de fraguado

muy prolongado. Durante el proceso de inyección este componente confiere al

mortero una fluidez y un tiempo mayor de fraguado, que a su vez facilita el

proceso de bombeo y su manejo. Existen obras, en las que la resistencia final

del mortero no es un factor determinante, sustituyéndose totalmente el cemento

por las cenizas volantes.



263

Foto IV-2 Preparación de la pelota de baseball con el mortero anteriormente mezclado.

Foto IV-3 Vibrado de la pelota formada con movimientos de pequeña amplitud.



264

Foto IV-4 Forma final de la pelota al concluir el ensayo con una mezcla que cumple

con los requisitos de cono menor de 5cm.

IV-9-3 Mezclado

Las aplicaciones de este tipo de inyecciones requieren un mortero con

características especiales, especificadas en el apartado anterior, lo que hace

que no sea conveniente utilizar los morteros provenientes de plantas. Debido a

ello, los componentes del mortero deben mezclarse, recurriéndose a

mezcladoras “de tornillo” especiales para morteros “secos”, como la que se

muestra en la Figura IV-9. Por lo general, en estas obras, las mezcladoras

vienen acopladas a las bombas.



265

Figura IV-9 Mezcladora “de tornillo” para morteros “secos”

IV-9-4 Bombeo

El bombeo es el sistema encargado de llevar el mortero desde la mezcladora

hasta el punto de inyección (Foto IV-5). Este es el aspecto más crucial y, al

mismo tiempo, más difícil de un exitoso tratamiento con inyecciones de

compactación, debido a la estrecha relación que guarda con el mortero.

La bomba a utilizar debe ser de pistones y además debe de cumplir con las

siguientes características especiales:

Alta resistencia al desgaste por abrasión.

Capaz de alcanzar presiones pico de 100 bares, para poder desbloquear

obstrucciones en las tuberías, y de trabajar en rangos de 20 a 40 bares.



266

El diámetro de sus cilindros debe ser mayor o igual que 75 mm.

Foto IV-5 Bomba de pistones con mezcladora acoplada.

Para inyecciones de compactación se recomienda utilizar mangueras y tubería

de inyección de diámetro igual o superior al diámetro de los pistones de la

bomba.

IV-9-5 Inyección Se realiza levantando la tubería, con gatos, en caso de que se independicen

las operaciones de perforación e inyección (Foto IV-6), o con la propia máquina

de perforación, en tramos de 0,30 a 0,60 m, e inyectando el mortero “seco”

hasta cumplir con uno de los criterios de rechazo prefijados, en cuanto a

movimientos, presiones y volúmenes.



267

Foto IV-6 Extracción tubería de inyección con gatos (Armijo, 1997).

La velocidad de inyección es muy lenta, no superando los 50 a 60 litros/minuto.

Con dicho ritmo o caudal de inyección se llegan a alcanzar rendimientos

medios de aproximadamente 1/3 m3 por hora y, por lo tanto, a unos 2 a 3 m3

por turno de 8 horas. En muchos casos, con el objetivo de incrementar el

rendimiento, se utiliza una perforadora y varias bombas.

El volumen total inyectado es una medida de la efectividad del tratamiento.

Bajo condiciones y circunstancias ideales, el volumen inyectado medido en la

bomba debería ser igual al volumen final inyectado en el terreno. Sin embargo,

dicho volumen es menor que el volumen total bombeado, debido a las perdidas

de agua durante el bombeo, la consolidación del mortero y a menor grado a la

retracción como consecuencia del fraguado del cemento.

Para un determinado mortero, los factores mencionados anteriormente, se

esperan que sean influenciados por la profundidad de inyección y a menor

grado por el caudal empleado durante el proceso de inyección. En las



268

investigaciones realizadas hasta la actualidad, se ha establecido un rango entre

1.2 y 2.4 para el factor de eficiencia o eficacia (relación existente entre el

volumen teórico inyectado y el volumen real de los bulbos formados),

dependiendo del tipo de terreno.

Los volúmenes inyectados varían entre 0.10 y 0.30 m3 de mortero por cada

tramo de 1m a tratar.

El sistema de inyección debe ser impermeable, sin ningún tipo de

obstrucciones, con codos o curvas de radio amplio y con juntas estancas.

Cuando el mortero es inyectado de manera continua y por algún motivo es

necesario detener el bombeo, es recomendable activar el sistema de inyección

por lo menos cada 5 minutos, con el objetivo de refrescar el mortero situado al

final de la tubería de inyección, para evitar obstrucciones.

IV-10 CRITERIOS DE CESE DE INYECCIÓN El proceso de inyección puede realizarse de manera continua, en cada taladro,

de acuerdo al plan establecido, hasta que uno de los tres siguientes criterios de

cese de inyección sea alcanzado:

- Cuando se produzcan levantamientos en la superficie del terreno o en

estructuras mayores a los admisibles.

- Cuando se alcance una presión especificada para un ritmo de inyección

dado (caudal mínimo, unos 10 lts/min).

- Cuando se alcanza un volumen inyectado especificado para un caudal

de inyección dado.

Cuando la inyección se realiza a poca profundidad, el criterio más común de

cese de inyección es el de movimientos en la superficie. Es muy importante el



269

control de los mismos, así como en cualquier edificación que se encuentre

separada a menos de 6 m del punto de inyección, deteniendo el bombeo con la

detección de cualquier movimiento superior al admisible.

La técnica de inyectar hasta alcanzar una presión específica, se emplea en

situaciones donde la estratigrafía y propiedades del terreno varían de un lugar

a otro. Mediante una densificación continúa hasta alcanzar una presión límite

uniforme a un caudal de inyección especificado, se obtiene una densidad,

también, uniforme del terreno. Resulta importante resaltar y entender que la

presión de inyección es directamente influenciada por el caudal de inyección.

Un incremento en el caudal de inyección se repercutirá en un aumento de la

presión, mientras que una disminución del mismo reducirá las presiones

alcanzadas.

El criterio de cese de inyección basado en la presión límite (que no rompa el

terreno) debe realizarse a un ritmo de inyección constante y no debe ser

modificado de un taladro a otro dentro de un mismo tratamiento. No es común

observar un criterio de presión como cese de inyección que no esté asociado a

un caudal o velocidad de inyección.

La técnica de Inyectar hasta alcanzar un volumen especificado, se aplica a

situaciones donde la densidad relativa del terreno es razonablemente uniforme,

pero deficiente. Quizás, los ejemplos más comunes de este tipo de suelos son

los formados por sedimentos depositados por el viento y depósitos

hidrocolapsables. En situaciones como estas, la mejora requerida se

determinada en función de la densidad relativa inicial del terreno. La cantidad

de mortero inyectado es equivalente a la reducción de volumen requerida

(aumento de densidad relativa) afectado por un factor de eficiencia o eficacia.

El criterio de cese de inyección por volumen es muy fácil de especificar y

controlar, pero su uso es inapropiado en terrenos con anisotropía o con

propiedades variables, donde los estratos con baja densidad recibirán un



270

tratamiento insuficiente, mientras que los más compactos recibirán un

tratamiento innecesario.

IV-11 CONTROL DE EJECUCIÓN EN INYECCIONES DE COMPACTACIÓN En bomba y en boca de taladro se efectuará control de las presiones

necesarias para introducir la mezcla y producir el efecto de desplazamiento o

relleno deseado, continuando el proceso hasta alcanzar alguna de las

condiciones de rechazo o cese de inyección expresadas en el apartado

anterior, siempre que no se detecten fugas de mezcla que habrán de corregirse

mediante la adecuación de la consistencia de la mezcla o en caso límite,

mediante el aporte de áridos y posterior inyección. Según lo expresado

anteriormente, el caudal de inyección se limitara a 55 - 60 litros/minuto,

reduciéndose en caso de registrarse movimientos.

- Control de perforación.

Antes de comenzar la perforación de un taladro, se controlará que su

emplazamiento sea correcto.

En cada nueva perforación, el operador comprobará que la guía o mástil de la

perforadora se mantiene la dirección fijada en los Planos para cada taladro.

El operador deberá observar si se presenta alguna anormalidad durante el

avance de la perforadora, tomando nota de las incidencias que pudieran

presentarse. Se deberá anotar la longitud alcanzada en cada taladro,

controlando que la misma se ajuste a la estipulada, se anotarán también los

cambios significativos de terreno que se observen.

Para materializar este control, se llevará a cabo un parte de perforación por

taladro, en el que se indicarán los parámetros relevantes de la perforación.



271

(Fecha, horario, situación, orientación, profundidad, dureza del terreno,

tiempos, entre otros).

- Control de inyección.

Se controlará que en cada taladro la inyección se comience y se detenga a la

distancia especificada en los Planos.

Se verificará que la inyección se realice de acuerdo a las especificaciones en

los siguientes parámetros:

• Caudal de inyección.

• Presión de inyección.

• Longitud de los tramos de inyección

• Criterios de interrupción establecidos en el apartado IV-10.

Se realizarán controles periódicos de todos los instrumentos de medida de los

equipos de inyección, debiendo ser sustituidos o tarados nuevamente si no

presentan la precisión suficiente. Se controlarán las mangueras de inyección a

alta presión, desechando aquellas que por presentar deterioros pudieran

suponer algún riesgo para el personal que las manipula.

Al concluir cada jornada, se controlará que el consumo de cemento en los silos

concuerde con el que teóricamente ha debido de ser inyectado en los taladros.

Para llevar a cabo este control, se realizará una parte de inyección por taladro,

en el que se indicarán los parámetros reseñados en este apartado. A efectos

de facilitar el análisis, este parte por taladro podrá estar en la misma hoja que

el de perforación.



272

- Control de los morteros de inyección.

Se controlará que los morteros sean los especificados conforme a los

siguientes parámetros:

- Cumplir con la granulometría especificada en la figura IV-8.

- Asiento en el cono de Abrams < 5 cm.

- Resistencia a compresión simple a los 7, 14 y 28 días.

- Control de los criterios de diseño.

Antes de iniciar el tratamiento, debe ejecutarse una área de prueba

representativa, en la cual los taladros son perforados e inyectados, siendo

posteriormente excavados.

Este campo de pruebas permitirá verificar y calibrar los parámetros de diseño,

además de la toma de probetas para ser ensayadas, y evaluar la resistencia

del mortero.

Los partes de perforación e inyección de la zona de tratamiento posteriormente

son comparados con los obtenidos en la zona de prueba, verificándose la

similitud del terreno y de esta manera validar las hipótesis establecidas a partir

de los resultados obtenidos en el área de prueba.

- Control de movimientos.

Este control movimientos debe incluir un seguimiento que comprenda:

La realización de un inventario de daños existentes, antes del comienzo

de la obra, tanto en el edificio a tratar (si existe) como en las

edificaciones vecinas.

La instalación de puntos para el control de movimientos verticales y

horizontales, los cuales deben referirse a puntos fijos suficientemente



273

alejados de la zona de influencia de la obra.

La instalación de chinchetas para el control de apertura y cierre de

fisuras.

Este seguimiento debe ser de dos tipos: “local”, abarcando la zona de

influencia de cada taladro, con lecturas casi continuas durante su ejecución y

“general”, abarcando toda la obra y su área de influencia, durante la ejecución

de la misma. Las lecturas deben efectuarse, en este caso, con una frecuencia

adecuada al ritmo de los trabajos. En general este control “general” debe

realizarse al menos una vez por día.

Los datos aportados por los partes de ejecución junto con los del control de

movimientos permiten ajustar los principales parámetros de inyección

(dosificación del mortero, presión y volumen de inyección), cambiar los criterios

de rechazo y decidir sobre la necesidad de realizar fases complementarias de

inyección en toda la obra o solamente en ciertas áreas de la misma.

IV-12 CONTROL DE RESULTADOS DE LOS TRATAMIENTOS CON INYECCIONES DE COMPACTACIÓN

El SPT y el CPT son las técnicas de reconocimiento in situ más ampliamente

usadas para verificar la efectividad de los tratamientos con inyecciones de

compactación. La eficacia del tratamiento se definirá en función de los

incrementos del número de golpes e la prueba SPT y/o los incrementos en la

resistencia por punta y fuste en el CPT, comparados a partir de campañas

realizadas con anterioridad y posterioridad al tratamiento (Figura IV-10).



274

Figura IV-10, Número de golpes de la prueba SPT pre y post-tratamiento en

una mejora del terreno realizada en el Kaiser Hospital en San

Francisco, California.

Estos SPT y CPT, suelen realizarse en los baricentros de la malla de taladros o

a la mitad de la longitud de separación entre taladros, donde geométricamente

la efectividad del tratamiento es menor.

A partir de los incrementos de golpeos del SPT y/o de la resistencia a la

penetración del CPT y mediante el uso de correlaciones se pueden estimar el

incremento en densidad relativa lograda por la inyección, validando o no el

tratamiento.

Ocasionalmente las muestras de suelos aportados por los SPT contienen

trozos endurecidos de mortero, lo que ha sido atribuido a la forma irregular de

los bulbos de mortero inyectados, los cuales se han extendido hasta las

perforaciones de los SPT. El mismo caso ocurre con los CPT, en los cuales



275

aparecen unos picos en su resistencia por punta. En ambos casos estos

valores de número de golpes y de resistencia por punta deben desestimarse al

evaluar la eficacia del tratamiento.

Schmertmann et al (1986), Sanlley et al (1987) y Mejía y Boulanger (1993) han

recogido en sus artículos registros de incrementos en el módulo dilatométrico y

el índice de tensión horizontal debido a inyecciones de compactación. Sin

embargo no existen los suficientes casos documentados para correlacionarlos

con los tipos de suelo inyectados, método de inyección empleado y otras

variables.

Los efectos del tiempo en la efectividad medida del tratamiento, varían en un

rango desde despreciable a muy considerable. Mejía y Boulanger (1995), han

encontrado una reducción con el tiempo en la resistencia a la penetración “in

situ”. Esto ha sido atribuido a un fenómeno de fluencia, inducida por una

relajación de las tensiones horizontales. Es importante resaltar que ignorar

estos efectos en algunos terrenos no es conservador. Los efectos del tiempo

pueden variar entre los SPT y los CPT, debido a que los SPT son mucho

menos sensibles a las altas tensiones residuales horizontales que el CPT. En

consecuencia es necesario un programa de ensayos muy cuidadoso que

permita evaluar estos efectos tanto en el SPT como en el CPT.

IV-13 EFECTOS DE LAS CONDICIONES DEL SUELO EN LA EFECTIVIDAD DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN

En los tratamientos con inyecciones de compactación, la efectividad del

tratamiento se ha intentado correlacionar con el volumen de mortero inyectado,

que a su vez esta asociado a una deformación volumétrica a la que se somete

el terreno. Debido a ello, el factor de reemplazo (área de la columna de mortero

compactado / área de influencia) puede ser usado como un índice aproximado

que permita evaluar la eficacia de este tipo de tratamiento.



276

CASO 1

CASO 3

CONTENIDO DE FINOS

En la mayoría de las aplicaciones con inyecciones de compactación, los

resultados obtenidos han sido satisfactorios. Se han registrado casos en que

las mejoras han sido mayores de las estimadas, sin embargo, ha habido otros

en los que las mismas han sido menores o muy variables de una zona a otra

dentro del área tratada. Estas incertidumbres sobre la eficacia del tratamiento,

han sido básicamente atribuidas a la falta de conocimientos de los mecanismos

de inyección, las variables envueltas y las propiedades del terreno.

Estos aspectos se han comenzado a estudiar a partir de zonas de prueba y

ensayos de campo (El-Kelesh y Masuí, 2003). No obstante, los datos

disponibles al día de hoy son muy limitados, por lo cual las conclusiones

obtenidas deben tomarse de manera cualitativa.

En las figuras IV-11, IV-12 y IV-13 se muestran las relaciones entre el

contenido de finos, el D50 y el número de golpes en la prueba de SPT previo a

la ejecución del tratamiento, con la relación existente entre el factor de

reemplazo obtenido y el diseñado. El contenido de finos y el D50 son índices de

las propiedades intrínsecas del terreno, mientras que el golpeo del SPT es un

índice de estado del terreno.

Figura IV-11 Relación entre el factor de reemplazo de diseño/factor de reemplazo

obtenido vs. Contenido de finos previo al tratamiento (El-Kelesh y

Masuí, 2003).



277

CASO 1

CASO 3

D50 (mm)

CASO 1

CASO 3

VALOR N PRE-TRATAMIENTOspt


obtenido vs. D50 (mm) previa al tratamiento (El-Kelesh y Masuí, 2003).


obtenido vs. Valor NSPT previo al tratamiento (El-Kelesh y Masuí, 2003).

De estas figuras se puede sacar las siguientes conclusiones:

1. Las admisiones de mortero en términos de la relación entre factor de

reemplazo obtenido / factor de reemplazo de diseño, tiene una



278

relación directa con el contenido de finos, D50 y el valor del número

de golpes de la prueba SPT anteriores al tratamiento.

2. Todos los factores de reemplazo diseñados fueron alcanzados, en

los casos en que el contenido de finos fue superior del 40%, D50

menor de 0,10 mm y Nspt menor a 9 golpes.

3. De acuerdo con lo anterior, para un factor de reemplazo de diseño

dado, el factor de reemplazo obtenido crece con el crecimiento del

contenido de finos, decrecimiento del D50 y del números de golpes

Nspt.

La efectividad en los tratamiento con inyecciones de compactación es

normalmente evaluada mediante la comparación de los valores de resistencia a

la penetración (SPT o CPT) previa y posterior a la ejecución del tratamiento.

Se ha detectado, en muchos casos, que las mejoras observadas y registradas

no son consistentes con el factor de reemplazo alcanzado. Esto se ha atribuido

a la no-uniformidad de los diámetros de las columnas inyectadas.

De acuerdo a lo expresado, la efectividad del tratamiento no solo debe

evaluarse mediante la comparación de la resistencia a la penetración (CPT y

SPT) antes y después del tratamiento, sino que debe complementarse con

algún criterio o índice que relacione la efectividad del tratamiento con el factor

de reemplazo alcanzado. Debido a esto, se propuso (El-Kelesh y Masuí, 2003)

una relación entre el incremento del número de golpes de la prueba SPT y el

factor de reemplazo obtenido (∆Nspt/FR) como el índice para evaluar la

efectividad del tratamiento.

Se ha podido comprobar (El-Kelesh y Masuí, 2003) que la efectividad del

tratamiento, en términos de del factor (∆Nspt/FR), crece con la disminución del

contenido de finos, el aumento del D50 y el valor de golpeo del Nspt.



279

CONTENIDO DE FINOS (%)

D (mm) PRE-TRATAMIENTO

En las figuras IV-14, IV-15 y IV-16 se muestran las relaciones entre el ∆Nspt/FR

y el contenido de finos, D50 y golpeos Nspt con anterioridad del tratamiento.

Figura IV-14 Relación entre ∆N/F.R. y el contenido de finos previo al tratamiento (El-


Figura IV-15 Relación entre ∆N/F.R. y D50 (mm) previo al tratamiento (El-Kelesh y

Masuí, 2003).



280

VALOR N PRE-TRATAMIENTOspt

CASO 1

CASO 2

CASO 3

CASO 1

CASO 3

LINEA DE TENDENCIA

Figura IV-16 Relación entre ∆N/F.R. y el valor NSPT previo al tratamiento (El-Kelesh y

Masuí, 2003).

Del análisis de las figuras anteriores se puede concluir en que:

1. La mejora expresada en función del índice ∆Nspt/FR decrece

bruscamente con el incremento del contenido de finos, hasta

alcanzar un valor en torno al 40-50%. A partir de este valor cualquier

incremento en el contenido de finos afectará poco al valor de

∆Nspt/FR. La curva con la cual se puede expresar el comportamiento

antes descrito, se ajusta a la siguiente ecuación:

17,1..09,47FCFR

Nspt=

∆ Siendo C.F. el contenido de finos.

2. La mejora expresada en función del índice ∆Nspt/FR crece

linealmente con el crecimiento del D50, es decir, a mayor tamaño de

las partículas, mayor efectividad del tratamiento. La ecuación con la



281

cual se puede ajustar el comportamiento antes expuesto es la

siguiente:

44,05074,14 −=∆ DFRN

3. La mejora expresada en función del índice ∆Nspt/FR crece

linealmente con el incremento del golpeo inicial del SPT. La ecuación

de la recta con la cual se puede ajustar el comportamiento antes

descrito es la siguiente:

40,012,0 −=∆ NFRN Siendo N el golpeo en el ensayo SPT.

IV-14 VENTAJAS DE LA TECNICA DE INYECCIÓN DE COMPACTACIÓN

1. Es una técnica muy flexible, tiene unas posibilidades de aplicación

ilimitadas, porque sus principios trabajan acorde con las leyes de la

física, mecánica de suelos y otras leyes mecánicas simples.

2. No es una técnica destructiva, por lo general no hay excavaciones y

el acceso limitado no es un problema.

3. Con la tecnología existente actualmente se puede llevar un control en

todos los elementos involucrados y las fases de inyección.

4. La perforación y la inyección puede realizarse con el mismo equipo.

5. Utiliza el desplazamiento del terreno mismo para producir la mejora.

6. Las propiedades reológicas del mortero proporcionan un índice de la

movilidad de la mezcla.



282

7. Los componentes de la mezcla son materiales comunes, cuyas

propiedades son bien conocidas.

8. Criterios de cese de inyección fácil de controlar:

a) Presión (dada y conocida la velocidad de inyección).

b) Volumen.

c) Movimientos indeseados.

9. Los requerimientos laborales son mínimos, usualmente un grupo de 3 a 5

personas por punto de inyección.

IV-15 DESVENTAJAS DE LA TECNICA DE INYECCIÓN DE

COMPACTACIÓN

1. Para realizar el tratamiento con efectividad requiere tensiones de

confinamiento mínimas del orden de 3 ton/m2, ya sea por

sobrecargas de tierra o que exista en la superficie algún elemento

estructural que la transmita sobre el cual se pueda hacer reacción.

2. La flexibilidad de los procedimientos de inyección hace difícil la

especificación estricta del tratamiento.

3. La empresa ejecutora debe tener más que “experiencia”, es decir,

debe estar especializada en las aplicaciones y los problemas que se

puedan presentar, además de disponer de un personal de campo

bien equipado y entrenado.

4. El tratamiento requiere una coordinación entre los siguientes

aspectos: propiedades del suelo, velocidad de inyección, diseños de

mezcla, condiciones del suelo “in-situ”, equipos. Un fallo en la



283

coordinación de estos aspectos puede provocar retrasos, costos

adicionales y hasta el fracaso del proyecto.

IV-16 APLICACIONES DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN PARA

LA DENSIFICACIÓN DE TERRENOS GRANULARES BAJO OBRAS EXISTENTES

En los apartados anteriores se ha visto que la inyección de compactación es

una técnica efectiva para la densificación de terrenos granulares, bajo o sobre

el nivel freático.

A pesar de que originalmente la aplicación de esta técnica estuvo orientada a

recalces de estructuras y a la compensación de asientos, en los últimos 20

años se ha podido constatar la idoneidad como tratamiento para la mitigación

de la licuación y estableciéndose algunas relaciones entre los parámetros de

inyección y las mejoras alcanzadas en el terreno.

Previo a la aplicación de las inyecciones de compactación, debe realizarse

análisis de peligrosidad frente a la licuación, para lo cual en este trabajo de

investigación (Capítulo 2) se presenta un nuevo método de predicción basado

en el ensayo de penetración estática (CPT). Dicho estudio debe tomar en

cuenta los factores de corrección por la existencia de la edificación u obra en la

superficie del terreno (incluidos en el Capítulo II).

Una vez determinado el diseño del tratamiento, la ejecución del mismo debe

realizarse con el método ascendente (más efectivo cuando el objetivo buscado

es la densificación) y en una secuencia de inyección en la que se realizarán los

taladros primarios y posteriormente los secundarios, y en caso de ser necesario

lo terciarios. Con el objetivo de incrementar la eficacia del tratamiento es

conveniente iniciar el tratamiento con los taladros localizados en el perímetro.

Por otro lado, la técnica de las inyecciones de compactación tienen casi todas

las ventajas de las técnicas de recalces, entre las que se pueden citar:



284

- Equipos para la ejecución del tratamiento de tamaño reducido, que

pueden trabajar incluso dentro de un sótano.

- Pueden perforar a través de elementos de cimentación de hormigón o

mampostería.

- La perforación es muy similar a la de un sondeo, lo que permite detectar

eventuales cavidades (y en su caso rellenarlas a través de la

perforación).

- Como se trata de un elemento de construcción sencilla el proyecto

puede ser flexible y ajustarse a las posibles condiciones del terreno y de

la cimentación son cambiantes.

Al combinar estás ventajas, con las comentadas en apartados anteriores,

hacen de las inyecciones de compactación una técnica fiable, eficaz,

económica y sobre todo aplicable a escenarios variados, a la hora de mitigar el

peligro de licuación bajo obras y estructuras existentes.

IV-17 CONCLUSIONES Las inyecciones de compactación constituyen una técnica muy económica y

flexible, que permite la mejora de terrenos potencialmente licuables a partir de

una inyección de un mortero seco a presión.

Esta técnica se puede describir como la inyección lenta (60 litros por minuto o

menos) de un mortero seco, con asiento en el cono de Abrams (revenimiento)

menor a 5 cm, provisto de una gran fricción interna, el cual al ser inyectado se

mantiene como una masa homogénea expansiva, por lo que desplaza y

compacta la masa de suelo circundante. El mortero no penetra dentro de los



285

poros del suelo, pero crece como un bulbo, provocando desplazamientos

radiales controlados compactando los suelos flojos.

Originalmente se utilizó para recalces y compensar asientos en estructuras, y a

partir de la década de los 80, en mejoras de terrenos potencialmente licuables.

Debido a ello, la gran mayoría de artículos técnicos escritos a la fecha han

estado orientados a su uso inicial.

Mediante la combinación de las características de la técnica de recalce, con las

propias del sistema de inyección, hacen de las inyecciones de compactación

una técnica fiable, eficaz, económica y sobre todo aplicable a escenarios

variados, incluyendo la mitigación del peligro de licuación bajo obras y

estructuras existentes.

Sin embargo, a pesar de que se han logrado de manera exitosa la mejora de

terrenos, a través la densificación “in situ” del terreno, los conocimientos

teóricos existentes sobre esta técnica aún son limitados.

Son muchas las lecciones derivadas de los casos documentados, en que las

inyecciones de compactación, se utilizaron como tratamiento de densificación

de arenas. Se ha podido observar que el procedimiento de ejecución ha influido

en los resultados obtenidos y la manera en que la disminución del contenido de

finos, produce un incremento significativo de la resistencia a la penetración en

los ensayos realizados después del tratamiento. Además, dichos incrementos

se han podido correlacionar con las admisiones de mortero obtenidas.

No obstante, se ha constatado que existen discrepancias entre las admisiones

registradas (cuantificadas en el equipo de bombeo) y las densidades relativas

estimadas en los terrenos tratados (bajo la hipótesis de que existe una

distribución uniforme de las deformaciones volumétricas). Esta discrepancia, se

ha atribuido principalmente, a la pérdida de agua en el mortero, el proceso de



286

consolidación que experimenta el mismo y a que las deformaciones

volumétricas se concentran en una zona cercana a los puntos de inyección.

En base a lo expresado, se puede concluir que los mecanismos en que se basa

las inyecciones de compactación, no están completamente comprendidos, lo

cual reduce la fiabilidad y eficacia de los diseños realizados. Debido a ello, es

necesario un estudio detallado de las inyecciones de compactación, en el cual

se analicen la distribuciones de las deformaciones volumétricas y tensiones

durante el proceso de inyección, además del papel que cada uno de estos

aspectos desempeñan en el incremento de la densidad relativa, para concluir

con el postulado de un método de diseño más completo, predictivo y sobre todo

fiable.

CAPITULO V MÉTODO DE DISEÑO PARA

INYECCIÓN DE COMPACTACIÓN COMO MÉTODO DE MITIGACIÓN DEL POTENCIAL DE LICUACIÓN.

CAPITULO V- METODO DE DISEÑO PARA INYECCIÓN DE COMPACTACIÓN


289

V-1 INTRODUCCIÓN La inyección de compactación es una técnica de mejora del terreno, cuyo

interés se ha incrementado en los últimos años, debido a la versatilidad y

economía en el tratamiento de terrenos potencialmente licuables,

especialmente localizados debajo y alrededor de edificaciones existentes.

Dentro de las ventajas de esta técnica (citadas con más detalles en el Capítulo

IV), se pueden señalar las mínimas perturbaciones superficiales que producen

durante su ejecución, la posibilidad de trabajar en espacios reducidos, además

de poder alcanzar zonas específicas de extensión limitada o localizadas a

profundidades de consideración. No obstante presenta inconvenientes, como la

necesidad de tener suficiente sobrecarga vertical para que pueda ser efectiva,

“el relativo” poco entendimiento técnico de los mecanismos de mejora y la

carencia de métodos prácticos para poder predecir su efectividad terrenos

potencialmente licuables.

El procedimiento para ejecutar tratamientos con inyecciones de compactación

fue primeramente descrito por Graf (1969), quien comentó en su artículo los

conceptos básicos del tratamiento. Posteriormente Greenwood (1987),

presentó una comparación de este procedimiento con otros métodos de

inyección y enfatizando en la relación entre mortero y otros cementantes de

diferentes reología. Brown y Warner (1973) resumieron los criterios de

aplicación de las inyecciones de compactación, basándose en casos reales y

experimentales, posteriormente (1974) se establecieron criterios prácticos para

planificación y ejecución de obras inyecciones de compactación.

Originalmente su empleo estuvo destinado a la compactación rellenos y

terrenos naturales sueltos, recalzar estructuras que habían sufrido asientos

diferenciales y corregir problemas de subsidencia (Graf 1969, 1992).

Posteriormente, también ha sido utilizada como tratamiento para limitar los



290

asientos durante la construcción de túneles en terrenos blandos (Baker et al.

1985) y para mejoras del terreno con el objetivo de mitigar el potencial de

licuación (Boulanger y Hayden, 1995).

Las inyecciones de compactación envuelven una serie de parámetros

complejos, debido a las diferentes condiciones y propiedades del terreno,

además de las variables relacionadas con el proceso mismo de inyección.

Al día de hoy, los mecanismos en que se basa las inyecciones de

compactación, se han establecido a partir de la experiencia práctica y empírica.

Factor que condiciona los diseños y tratamientos en terrenos potencialmente

licuables.

Debido a lo anterior, es necesario llevar a cabo un estudio a detalle de las

inyecciones de compactación, enfatizando aspectos como:

1. Las distribuciones de las tensiones y deformaciones volumétricas

del terreno tratado en torno a los puntos de inyección.

2. El papel que desempeña el incremento de la densidad relativa,

posterior al tratamiento, en la resistencia a la licuación.

3. El comportamiento combinado del terreno mejorado y las

columnas de mortero ante cargas cíclicas.

Una vez definido los aspectos antes mencionados, es importante establecer

criterios de diseño con los que se pueda predecir la efectividad de los

tratamientos con inyecciones de compactación, de una manera práctica,

económica, eficaz y funcional.



291

V-2 HERRAMIENTAS EXISTENTES PARA DESARROLLAR UN MÉTODO DE DISEÑO PARA LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN

Como se ha comentado en el apartado anterior, la inyección de compactación

es una técnica compleja, donde concurren muchas variables tanto del terreno,

como las propias del proceso de inyección.

En realidad no existe ninguna metodología con la cual se pueda se puedan

manejar todas las variables implicadas. Por ello, a la hora de estudiar y

posteriormente postular un método de diseño práctico, hay que establecer

hipótesis simplificadas.

En la actualidad, el desarrollo de un nuevo método de diseño para las

inyecciones de compactación, puede ser abordado mediante:

A- Métodos empíricos.

B- Métodos matemáticos.

C- Métodos de elementos finitos.

D- Métodos analíticos.

A- Métodos empíricos.

Los métodos empíricos han sido los más empleados, desde prácticamente el

nacimiento de esta técnica. Se basan en las experiencias obtenidas y que se

encuentran recogidas en decenas de artículos técnicos. Presenta la ventaja de

que sus recomendaciones son fáciles de seguir, pero al mismo tiempo son muy

conservadoras. Se basan en el principio de prueba y error, y además exigen un

control de ejecución muy estricto.



292

B- Métodos matemáticos.

Se basan en soluciones matemáticas fundamentadas de manera experimental

con ensayos de laboratorios. Estas soluciones siguen la variación continua de

las tensiones, deformaciones y cambios de volumen producidos por la

expansión de una cavidad. El estudio de las inyecciones de compactación con

este método es complicado, debido a que implica cálculos matemáticos

farragosos y una dependencia muy directa de datos experimentales.

C- Métodos de elementos y diferencias finitas.

Los elementos finitos y diferencias finitas constituyen una herramienta muy

potente para el estudio de problemas geotécnicos, teniendo una infinidad de

aplicaciones. Como método de diseño de las inyecciones de compactación

permite realizar análisis de tipo tenso-deformacional acoplado. Sin embargo,

presenta problemas por las limitantes de los modelos constitutivos, de los

programas comerciales existentes (Plaxis, Flac, entre otros). Estos no están

pensados para grandes deformaciones (como las que se producen en las

inyecciones de compactación), las cuales provocan (en estos programas)

problemas asociados a la generación de la malla y a la convergencia de los

modelos (Ver Anejo V-1). Debido a ello, se requiriere el desarrollo de

programas y/o modelos constitutivos específicos para poder estudiar este

problema, asuntos que están fuera del alcance de esta investigación.

D- Métodos analíticos.

Los métodos analíticos se basan específicamente en la teoría de expansión de

cavidades, a partir de los trabajos realizados por Vesìc (1972), Baligh (1976) y

posteriormente El-Kelesh (2001). Estas investigaciones describen el proceso

de expansión de una cavidad cilíndrica o esférica bajo presión. Resulta el

método más práctico para el desarrollo de una metodología de diseño,

aplicable a mejorar terrenos potencialmente licuables. No obstante, habría que



293

simplificar y/o limitar la cantidad los parámetros intervinientes de difíciles

obtención.

En los siguientes apartados, se presenta el desarrollo de un nuevo

procedimiento de diseño práctico para las inyecciones de compactación,

basado en la teoría de expansión de cavidades, tomando como punto de

partida, principalmente, los trabajos realizados por Vesìc.

V-3 EXPANSIÓN DE CAVIDADES EN UNA MASA INFINITA DE TERRENO

El problema de la expansión de cavidades en una masa ideal de terreno ha

sido del interés de varios investigadores, debido a la relación existente entre

esta y una serie de problemas geotécnicos comunes, como la capacidad

portante de cimentaciones profundas, interpretación del ensayo presiométrico,

arrancamiento de anclajes y últimamente en el diseño de las inyecciones de

compactación.

En la mayoría de los casos, el problema ha sido reducido a la expansión de

una cavidad esférica o cilíndrica en un medio homogéneo e isótropo de

extensión infinita y solamente algunos casos especiales de este problema han

sido resueltos analíticamente en el pasado.

En conexión con los estudios de cavidades en metales, Bishop, Hill y Mott

(1945) resolvieron analíticamente los casos de la expansión de cavidades

cilíndricas y esféricas en un medio sin fricción (ángulo de rozamiento interno

Φ=0). Gibson (1959 y 1961) aplicó la solución anterior para estudiar la carga de

hundimiento de pilotes en arcillas y analizó el caso de una cavidad cilíndrica en

un medio sin cohesión, con el objetivo de interpretar ensayos presiométricos.

La solución general para la expansión de un cavidad esférica para medios sin

fricción fue desarrollada por Chadwick (1959 y 1962), quien posteriormente

presento la solución general para casos de materiales con ángulos de



294

rozamiento interno, con la cual no se han obtuvieron resultados fiables. El

problema de la expansión dinámica de cavidades esféricas ha sido tratado por

una cantidad considerable de autores.

Todas las investigaciones mencionadas anteriormente consideran el terreno,

localizado en la región circundante a la cavidad, como un sólido rígido-plástico

e indeformable y el resto del mismo como un sólido lineal-elástico.

En 1972 Vesíc estudió el problema introduciendo los efectos del cambio de

volumen, basándose en las determinaciones experimentales de las relaciones

de tensión-deformación y cambio de volumen-deformación. Posteriormente

presentó la solución general para los problemas de expansión de cavidades

esférica y cilíndrica, en un terreno ideal, con cohesión y ángulo de rozamiento

interno.

V-4 PLANTEAMIENTO TEÓRICO DEL NUEVO MODELO A pesar de las incertidumbres que existen actualmente sobre los mecanismos

en que se basan las inyecciones de compactación, las herramientas para su

estudio están en constante desarrollo y evolución. Por lo que en este y en los

siguientes apartados se dedicarán al desarrollo de un nuevo método práctico

para el diseño de las inyecciones de compactación, tomando como punto de

partida el estado del arte del tema existente en la actualidad.

De acuerdo con las observaciones realizadas en campos de pruebas (en los

que los taladros inyectados han sido extraídos), el mortero al ser introducido

bajo presión en el terreno tiende a formar bulbos (uno por cada fase de

inyección y que se superponen a medida que se continúa con dicho proceso).

La forma de los mismos puede ser irregular, aunque en terrenos uniformes y

homogéneos se ha observado que tienen forma esférica o columnar,



295

destacándose claramente la interfaz entre el mortero inyectado y el terreno

circundante.

La masa de mortero al expandirse provocará un sistema complejo de tensiones

radiales y tangenciales en el terreno. El las zonas adyacentes al punto de

inyección, las tensiones tangenciales generadas provocarán la rotura del

terreno y la aparición de deformaciones plásticas. A medida que aumenta la

distancia desde la interfaz motero inyectado – terreno, las deformaciones

experimentadas será esencialmente elásticas.

Graf (1969 y 1992) señaló que, cuando el mortero es inyectado bajo presión,

de manera continua, en un terreno granular sin cohesión y se alcanza la

máxima densificación en la zona de influencia del bulbo, cualquier incremento

de presión tiende a provocar la rotura (de forma cónica) del terreno sobre el

punto de inyección. Por lo tanto, la densificación estará gobernada por el peso

del terreno dentro de dicho cono, junto a la resistencia tangencial de la

superficie lateral del mismo.

Graf, también observó que en la mayoría de casos, las manifestaciones

superficiales de movimientos tienen forma de una campana de Gauss con

respecto a la superficie horizontal del terreno y el tamaño de la misma es

función de la profundidad del punto de inyección y de la resistencia del terreno.

La mayoría de terrenos granulares bien graduados, sin cohesión, el cono de

terreno movilizado parece inclinarse un ángulo entre 45º y 60º con respecto al

plano horizontal.

A partir de lo expuesto en los párrafos anteriores, el estudio por métodos

analíticos de las inyecciones de compactación debe dividirse en dos partes:



296

1. Análisis del proceso de inyección (estudio evolutivo de las

presiones necesarias para expandir una cavidad) tanto para una

cavidad esférica como para una cilíndrica.

2. Análisis de la relación presión – volumen de la cavidad expandida

en rotura (bulbo de mortero inyectado), es decir la combinación

volumen (radio de la cavidad) – presión en la interfaz cavidad-

terreno que produciría la rotura del terreno y a su vez generan

movimientos en la superficie del mismo.

Para el análisis del proceso de inyección, se asemejará primero, a la expansión

de una cavidad esférica y posteriormente a la expansión de una cavidad

cilíndrica, comparando ambos análisis y finalmente determinando cual

representa mejor la realidad.

En el análisis de la relación presión – volumen de la cavidad en rotura, se

utilizará el método propuesto por Wong (1974).

V-5 ANÁLISIS DEL PROCESO DE INYECCIÓN. V-5-1 Expansión de una cavidad esférica.

Esta solución analítica toma como punto de partida los estudios realizados por

Vesic (1972) sobre la teoría de expansión de cavidades. Con ella se pretende

estudiar la relación existente entre la presión y el volumen de la cavidad

expandida durante el proceso de inyección (Figura V-1).



297

Figura V-1 Expansión de una cavidad esférica.

La expansión de cavidades es un fenómeno muy complejo, donde intervienen

muchas variables. Debido a ello, para el desarrollo de este estudio se han

tomado las siguientes simplificaciones e hipótesis de partida:

1) El terreno inicialmente se considera como un medio infinito, granular,

homogéneo, isótropo lineal elástico-perfectamente plástico, con un ángulo

de rozamiento interno, sin cohesión (para el caso de terrenos

potencialmente licuables).

2) La superficie del terreno es horizontal, no actuando sobre ella ninguna

sobrecarga.

3) El taladro de inyección es auto-obturable y la tubería de inyección no aporta

ninguna resistencia a la expansión de la cavidad.

4) El bulbo de inyección se modeliza como una cavidad esférica expansiva, en

un medio elasto-plástico (Figura V-2 y V-3).

5) Antes de realizar el taladro de perforación la cavidad a expandir tiene un

radio inicial (Ri) igual a cero y un esfuerzo efectivo medio q´

++

3´´´ 321 σσσ .



298

TUBO INYECCIÓN

BULBO DE MORTERODENSIFICACIÓN RADIALDEL TERRENO

TUBO INYECCIÓN

BULBOS DE MORTERO

En donde σ´1, σ´2 y σ´3 representan la tensión efectiva vertical y las dos

tensiones efectivas horizontales respectivamente.

6) Al inicio del proceso de inyección el radio de la cavidad coincide con el radio

del taladro de perforación (Ri).

Figura V-2 Bulbo de inyección.

Figura V-3 Taladro inyectado.



299

7) Se emplea el criterio de rotura de Morh-Coulomb.

8) La presión actuante dentro de la cavidad será esencialmente uniforme en la

misma.

9) El terreno alrededor de la cavidad se comporta elásticamente hasta

alcanzar la rotura (criterio de Morh-Coulomb).

10) Al aumentar la presión en la cavidad, una zona de forma esférica en torno al

bulbo pasará a un estado de equilibrio plástico (Figura V-4, en las que se

puede observar la variación del radio plástico Rp a medida que se

incrementa el radio de la cavidad).

Figura V-4 Zonas elásticas y plásticas.

11) Esta zona en estado plástico se expandirá hasta que la presión en la

cavidad alcance el valor de la presión última.

12) Al alcanzar dicha presión última, la cavidad tendrá un radio (R) y la zona

plástica alrededor del mismo un radio plástico (Rp).



300

13) La zona situada fuera del radio plástico (Rp) permanecerá en un estado de

equilibrio elástico, comportándose como un sólido isótropo, linealmente

elástico (definido por el modulo de elasticidad “E” y el coeficiente de

Poisson “ν”).

14) El terreno en la zona plástica se comporta como un sólido plástico

compresible, definido por el criterio de rotura de Morh-Coulomb y la

compresibilidad del terreno.

15) Durante el proceso de inyección no se considera las fuerzas inerciales

dentro de la zona plástica, debido a que su valor es pequeño al

compararlo con las presiones necesarias para producir la expansión de la

cavidad.

16) Con base en lo anterior, el problema se resuelve como un caso de

simetría esférica en un medio sin peso.

17) Para facilitar la solución analítica del problema, se aplica la condición de

simetría esférica, siendo todas las componentes de las tensiones

tangenciales iguales a cero.

18) La densificación y la zona densificada dependerán del volumen expandido

de la cavidad (Figura V-5).

19) Debe cumplirse el principio de conservación de volumen (Volumen

inyectado efectivo = Volumen del taladro + Volumen comprimido en la

zona plástica + Volumen desplazado en la zona elástica).



301

TUBO INYECCIÓN

BULBOS DE MORTERO

Figura V-5 Zona de influencia.

Tomando en cuenta lo expuesto en el punto 15 y 16 de este apartado, por la

condición de simetría todas las componentes de las tensiones tangenciales

desaparecen (σω = σθ) y la ecuación de equilibrio para un elemento diferencial

dentro de la zona plástica es:

(V-1)

La condición de fluencia de acuerdo con el criterio de rotura de Morh-Coulomb

es:

(V-2)

02 =−

+∂

∂rr

rr θσσσ

( )φσφσ θ cot..cot. cNcr +=+



302

Donde:

φφ

sensenN

−+

=11

La condición de contorno en la interfaz bulbo-terreno es:

σr = p para r= R. (V-3)

En tratamientos con inyecciones de compactación, la densificación obtenida en

el terreno circundante dependerá del volumen de la cavidad expandida (bulbo

de mortero inyectado). Para estimar la mejora producto de la densificación de

una determinada zona, es necesario establecer la zona de influencia de dicha

cavidad. Vesìc (1972) presentó una solución general para la expansión de una

cavidad esférica, tomando en cuenta los efectos de cambio de volumen en la

zona plástica. Esta relación establece que el cambio de volumen en la cavidad

es igual al cambio de volumen en la zona plástica más el cambio de volumen

en la zona elástica.

(V-4)

Siendo:

R = Radio de la cavidad expandida (bulbo de mortero inyectado)

Ri = Radio inicial de la cavidad.

Rp = Radio plástico

up = Deformación radial en el límite de la zona plástica y se puede estimar a

partir de la solución de Lamé.

(V-5)

∆ = Deformación volumétrica media en la zona plástica.

( ) ( )∆−+−−=− .333333 RRuRRRR ppppi

( )qRpE

up p −+

= συ .2

1



303

3rr

p IRR

=

Combinando las ecuaciones V-1 y V-2, y estableciendo las condiciones de

contorno, se puede solucionar la ecuación diferencial.

(V-6)

Entonces para la condición de contorno en la interfaz, se puede obtener la

tensión σp mediante la siguiente expresión.

(V-7)

Estableciendo el equilibrio de tensiones en el contorno, es decir cuando r = Rp,

se tiene:

(V-8)

Combinando la ecuación V-5 con la V-7 y despreciando up y Ri cuando estén

afectado por algún exponente (ambos valores muy pequeños), y luego

insertando la ecuación V-8 en el resultado obtenido, se tiene:

(v-9)

( ) φφσφφ

cot.cot.1

.4

crRcp

sensen

r −

+=

+

( ) φφσφφ

cot.cot.1

.4

cRRcp

sensen

pp −

+=

+

( ) ( )( )φ

φφφφφ

sensencq

RRcp

sensen

p −++

=

+

+

31.cot..3cot.

1.4



304

En donde:

(V-10)

(V-11)

Siendo:

Irr = índice de rigidez reducida.

Ir = es el índice de rigidez (relación entre el modulo elasticidad tangencial y la

resistencia tangencial inicial del terreno).

E = Modulo de elasticidad.

ν = Coeficiente de poisson.

c = Cohesión.

q´ = Esfuerzo efectivo medio del terreno en el punto de expansión de la

cavidad.

Φ = Ángulo de fricción interna.

G = Modulo de elasticidad tangencial.

τ = Resistencia tangencial inicial del terreno.

El desarrollo analítico anterior, así como el llevado a cabo a continuación, se

encuentra adjunto en el Anejo V-2.

Sustituyendo la relación Rp / R dada por la ecuación V-9 dentro de la ecuación

V-8 se puede obtener la siguiente expresión para la presión p:

(V-12)

∆+=

.1 r

rrr I

II

τφυG

qcEIr =

++=

)tan.).(1.(2

( ) ( )( ) φφφφ

φφ

cot...cot.31.3

)1.(34

cIcqsensenp sen

sen

rr −+−+

= +



305

El procedimiento presentado hasta ahora coincide con el propuesto por Vesìc

(1972). Sin embargo, el objetivo principal de este nuevo desarrollo consiste en

establecer la relación existente entre la presión de inyección y el volumen

inyectado (cavidad expandida) durante todo el proceso de inyección, lo cual

difiere del objetivo principal de Vesíc.

Tomando el desarrollo expuesto y mediante una serie de artificios matemáticos,

adjuntos en el Anejo V-2, se ha llegado a la siguiente expresión en que se

relaciona el volumen de inyección (representada por el radio de la cavidad

expandida) y la presión de inyección correspondiente:

(V-13)

Donde:

( )

φφ

φφφ

φφφ

φυsensen

cqsensen

cpcqsen

senEIr

A

.4)1.(3

3

1

cot..3

)1.(3cot..)cot..(

3.4.

.21111

+

+−+

+

+

−+

−+−=

( ) φφ

φ

φφφ sen

sen

cp

cqsensen

B

.4)1.(3

1 cot.

cot.3

)1.(3+

+

+−+

=

IrC 1

1 =

[ ]3/1

111 CBA

RiR−+

=



306

Asignando valores crecientes a la presión (p) se obtienen los radios

correspondientes a dichas presiones, graficando estos valores (en el eje de

ordenadas las presiones y en el eje de las abscisas los radios) se pueden

obtener las curvas que relacionan ambas variables, para un estado tensional

específico.

Cuando la gráfica alcance un valor asintótico en el radio, se ha llegado al

máximo valor que este puede alcanzar en la cavidad. La presión

correspondiente a dicho radio será la presión última de la cavidad. No obstante,

el radio correspondiente a la presión última estará asociada a unas

deformaciones plásticas excesivas (es decir a la rotura del terreno), por lo cual

no sería recomendable alcanzar este estado.

En los estudio de expansión de cavidades llevados a cabo por Vesìc, la

deformación volumétrica media (disminución de volumen) en la zona plástica

se estimaba a partir de ensayos triaxiales, tanto de compresión isotrópica como

octaédricos, lo que implicaba una dependencia directa de dichos ensayos.

Los terrenos potencialmente licuables son suelos granulares, de baja

plasticidad y sin cohesión, en los que se dificulta la obtención de muestras

inalteradas para la ejecución de dichos ensayos de laboratorio, factor que

puede afectar la representatividad de los resultados obtenidos en los ensayos

triaxiales mencionados previamente.

Debido a lo anterior y como aporte de esta investigación, se propone una

nueva metodología para la evaluación de la deformación volumétrica media de

la zona plástica (∆), determinada directamente a partir de los parámetros del

terreno y evitando tener que llevar a cabo ensayos de laboratorio complicados.

Esta nueva metodología sigue los siguientes pasos:



307

- Cálculo del índice de rigidez reducida (Irr), a partir de la presión

admisible de la cavidad y los parámetros resistentes del terreno,

mediante la siguiente expresión.

(V-14)

Siendo Padm = un porcentaje de la presión última (Pult.)

- Cálculo del radio plástico (Rp) a partir de la ecuación V-9.

3. IrrRRp =

- Cálculo del volumen de la cavidad expandida a partir del radio (R)

correspondiente a la presión admisible de la cavidad (Padm.), utilizando la

ecuación V-13.

(V-15)

- Cálculo de la reducción de volumen en la zona plástica, a partir del

volumen de la cavidad definida por el radio (R), el volumen del taladro de

( ) ( )

φφ

φφφ

φsensen

adm

cqsensen

cPIrr

.4)1.(3

cot..31.3

cot.

+

+−+

+=

3..34 RVcavidad ∏=



308

perforación definido por el radio (Ri) y volumen absorbido como

deformación en la zona elástica.

v∆− = Volumen de de la cavidad expandida – Volumen del taladro de

perforación – Volumen absorbido por la zona elástica

( )[ ]3323

342....

34 upRpRpRRR iv −−∏−∏−∏=∆− (V-16)

Siendo up es la deformación elástica en la interfaz zona plástica - zona

elástica.

(V-17)

Donde σp es la tensión radial en la interfaz zona plástica – zona elástica.

(V-18)

- Finalmente, el volumen de la cavidad, así como el de la reducción

volumen en la zona plástica (zona de influencia) de la cavidad serán:

Volumen de cavidad = Volumen de la cavidad expandida.

Reducción de volumen en la zona plástica = Disminución de volumen

obtenida por la ecuación V-16.

- Cálculo de la densidad relativa (Dr).

ηfinal = ηinicial – (Disminución de volumen por bulbo / Volumen zona

plástica por bulbo)

( )qRE

u ppp −+

= συ .2

1

( )( )

φφσφφ

cot..cot.14

cRRcp

sensen

pp −

+=

+



309

(V-19)

Esta demostrado tanto física como experimentalmente, que los terrenos

granulares sin cohesión con densidades relativas superiores al 70% no son

susceptibles a licuar. Por lo tanto, el objetivo a alcanzar con este tipo de

tratamiento, es llegar al 70% de densidad relativa en la zona plástica, aunque

esto implique reducir el valor del radio plástico máximo obtenido a partir de la

ecuación V9.

Cabe señalar, que con este método no se toma en cuenta la mejora obtenida

por la superposición de bulbos dentro de un mismo taladro, lo cual constituye

un aspecto conservador.

V-5-2 Expansión de una cavidad cilíndrica Esta solución analítica, también toma como punto de partida los estudios

realizados por Vesìc (1972) sobre la teoría de expansión de cavidades

cilíndricas. De forma similar al caso de expansión esférica, se pretende estudiar

la relación existente entre la presión y el volumen de la cavidad (volumen de

inyección) durante el proceso de inyección (Figura V-6).

La expansión de cavidades cilíndricas, al igual que la expansión de una

cavidad esférica, es un fenómeno también muy complejo. Debido a ello, para el

siguiente desarrollo se han tomado las siguientes simplificaciones e hipótesis

de partida, muchas de las cuales coinciden con las establecidas en la

expansión de cavidades esféricas, no obstante otras difieren:

1) El terreno inicialmente se considera como un medio infinito, granular,

homogéneo, isótropo lineal elástico-perfectamente plástico, con un ángulo

( )100.

)1(1

minmax

min.max

final

finalDrηηηηηη

−−−−

=



310

de rozamiento interno, sin cohesión (para el caso de terrenos

potencialmente licuables).

Figura V-6 Expansión de una cavidad cilíndrica.

2) La superficie del terreno es horizontal, no actuando sobre ella ninguna

sobrecarga.

3) El taladro de inyección es auto-obturable y la tubería de inyección no aporta

ninguna resistencia a la expansión de la cavidad.

4) El bulbo de inyección se modeliza como una cavidad cilíndrica expansiva,

en un medio elasto-plástico (Figura V-7).

5) Antes de realizar el taladro de perforación, la cavidad tiene un radio (Ri)

igual a cero y un esfuerzo efectivo medio q´

+

2´´ 32 σσ . En donde σ´2 y σ´3

son las tensiones horizontales efectivas, perpendiculares entre si,

contenidas en plano horizontal en el punto de inyección.

6) Al inicio del proceso de inyección el radio de la cavidad coincide con el radio

del taladro de perforación (Ri).

7) Se emplea el criterio de rotura de Morh-Coulomb.



311

Figura V-7 Taladro inyectado cavidad cilíndrica.

8) La presión actuante dentro de la cavidad será esencialmente uniforme

sobre el contorno lateral de la cavidad.

9) El terreno alrededor de la cavidad se comporta elásticamente hasta

alcanzar la rotura (criterio de Morh-Coulomb).

10) Al aumentar la presión en la cavidad, una zona de forma cilíndrica en torno

al bulbo pasará a un estado de equilibrio plástico (Figura V-8, en las que se

puede observar la variación del radio plástico Rp a medida que se

incrementa el radio de la cavidad).

11) Esta zona en estado plástico se expandirá hasta que la presión en la

cavidad alcance el valor de la presión última.

12) Al alcanzar dicha presión última la cavidad tendrá un radio (R) y la zona

plástica alrededor del mismo un radio plástico (Rp).



312

Figura V-8 Zona elástica y plástica en la expansión de una cavidad cilíndrica.

13) La zona situada fuera del radio plástico (Rp) permanecerá en un estado de

equilibrio elástico, comportándose como un sólido isótropo, linealmente

elástico (definido por el modulo de elasticidad “E” y el coeficiente de

Poisson “ν”).

14) El terreno en la zona plástica se comporta como un sólido plástico

compresible, definido por el criterio de rotura de Morh-Coulomb y la

compresibilidad del terreno.

15) Durante el proceso de inyección no se considera las fuerzas inerciales

dentro de la zona plástica, debido a que su valor es pequeño al compararlo

con las presiones necesarias para producir la expansión de la cavidad.

16) Con base en lo anterior, el problema se resuelve como un caso de simetría

cilíndrica en un medio sin peso.



313

17) Para facilitar la solución analítica del problema se aplica la condición de

simetría cilíndrica, siendo todas las componentes de las tensiones

tangenciales iguales a cero.

18) La densificación y la zona densificada dependerán del volumen expandido

de la cavidad (Figura V-9).

Figura V-9 Zona de influencia cavidad cilíndrica.

19) Debe cumplirse el principio de conservación de volumen (Volumen

inyectado = Volumen del taladro + Volumen comprimido en la zona plástica

+ Volumen desplazado en la zona elástica).

A partir de lo expuesto en el punto 15 y 16 de este apartado, por la condición

de simetría todas las componentes de las tensiones tangenciales desaparecen

(σω = σθ) y la ecuación de equilibrio para un elemento diferencial dentro de la

zona plástica es:

(V-20)

0=

−+

∂∂

rrrr θσσσ



314

La condición de fluencia de acuerdo con el criterio de rotura de Morh-Coulomb

es:

(V-21)

Donde:

φφ

sensenN

−+

=11

La condición de contorno en la interfaz es:

σr = p para r= R. (V-22)

En tratamientos con inyecciones de compactación, la densificación obtenida en

el terreno circundante dependerá del volumen de la cavidad expandida (bulbo

de mortero inyectado). Para estimar la mejora producto de la densificación de

una determinada zona, es necesario establecer la zona de influencia de la

cavidad. Vesìc (1972) presentó una solución general para la expansión de una

cavidad cilíndrica, tomando en cuenta los efectos de cambio de volumen en la

zona plástica. Esta relación establece que el cambio de volumen en la cavidad

es igual al cambio de volumen en la zona plástica más el cambio de volumen

en la zona elástica.

(V-23)

Siendo:

R = Radio de la cavidad expandida (bulbo de mortero inyectado)

Ri = Radio inicial de la cavidad.

Rp = Radio plástico

( )φσφσ θ cot..cot. cNcr +=+

( ) ( )∆−+−−=− .222222 RRuRRRR ppppi



315

up = Deformación radial en el límite de la zona plástica y se puede estimar a

partir de la solución de Lamé.

(V-24)

∆ = Deformación volumétrica media en la zona plástica.

Combinando las ecuaciones V-1 y V-2, y estableciendo las condiciones de

contorno, se puede solucionar la ecuación diferencial.

(V-25)

Entonces para la condición de contorno en la interfaz, se puede obtener la

tensión σp mediante la siguiente expresión.

(V-26)

Estableciendo el equilibrio de tensiones en el contorno, es decir cuando r = Rp,

se tiene:

(V-27)

( )qRpE

up p −+

= συ .1

( ) φφσφφ

cot.cot.1

.2

crRcp

sensen

r −

+=

+

( ) φφσφφ

cot.cot.1

.2

cRRcp

sensen

pp −

+=

+

( ) )1).(cot.(cot.1

.2

φφφφφ

sencqRRcp

sensen

p

++=

+

+



316

Combinando la ecuación V-24 con la V-26 y despreciando up así como a Ri,

cuando estén afectados por algún exponente (valores muy pequeños), y luego

insertando la ecuación V-27 en el resultado obtenido, se tiene:

(V-28)

En donde:

(V-29)

(V-30)

Siendo:

I´rr = índice de rigidez reducida para cavidad cilíndrica.

Ir = es el índice de rigidez (relación entre el modulo elasticidad tangencial y la

resistencia tangencial inicial del terreno).

E = Modulo de elasticidad.

ν = Coeficiente de poisson.

c = Cohesión.

q´ = Esfuerzo efectivo medio perpendicular a la superficie expandida.

Φ = Ángulo de fricción interna.

G = Modulo de elasticidad tangencial.

τ = Resistencia tangencial inicial del terreno.

El desarrollo analítico anterior, así como el llevado a cabo a continuación, se

encuentra adjunto en el Anejo V-3.

φsec..1´

∆+=

r

rrr I

II

τφυG

qcEIr =

++=

)tan.).(1.(2

φsec.´rrp I

RR

=



317

Sustituyendo la relación Rp / R dada por la ecuación V-28 dentro de la ecuación

V-27 se puede obtener la siguiente expresión para la presión p:

(V-31)

El procedimiento presentado hasta el momento, coincide con el propuesto por

Vesìc (1972). Sin embargo, al igual que en el apartado anterior, el objetivo

principal de este nuevo desarrollo consiste en establecer la relación existente

entre la presión de inyección y el volumen inyectado (cavidad expandida)

durante todo el proceso de inyección, lo cual difiere del objetivo principal de

Vesíc.

Tomando todo lo expuesto y mediante una serie de artificios matemáticos

(aporte de esta investigación), adjuntos en el Anejo V-3, se ha llegado a la

siguiente expresión que relaciona el volumen de inyección (cavidad expandida)

representada por el radio de la cavidad y la presión de inyección

correspondiente:

[ ] 2/1222 CBA

RiR++

= (V-32)

Donde:

( ) ( )( )

++

+

+

+−−−=

+

φφφφφυφ

φφ

sec1.

cot..1cot..cot..11.1sec1

)1(2

2

sensen

cqsencpcq

EIrA

( )( ) φφ

φφφ sen

sen

cpcqsenB

)1(

2 cot.cot..1

+

+

++=

( )( )( ) φφφφ φφ

cot..sec.´.cot..1 1 cIcqsenp sensen

rr −++= +



318

φsec.1

2 IrC =

De la misma manera que en la expansión de cavidades esféricas, asignando

valores crecientes a la presión (p) se obtienen los radios correspondientes a

dichas presiones, graficando estos valores (en el eje de ordenadas las

presiones y en el eje de las abscisas los radios) se pueden obtener las curvas

que relacionan ambas variables para un estado tensional especifico.

Cuando la gráfica alcance un valor asintótico en el radio, se ha llegado al

máximo valor que este puede alcanzar en la cavidad. La presión

correspondiente a dicho radio será la presión última en la misma. No obstante,

el radio correspondiente a la presión última estará asociada a unas

deformaciones plásticas excesivas (es decir a la rotura del terreno), por lo cual

no sería recomendable alcanzar este estado.

La deformación volumétrica media (∆) en la zona plástica se evalúa mediante

la metodología desarrollada para la expansión de cavidades esféricas,

modificando las expresiones para adaptarlas al caso de expansión cilíndrica, lo

cual representa otro aporte de esta investigación.

Los pasos a seguir para el cálculo de la deformación volumétrica en la zona

plástica son los siguientes:

- Cálculo del índice de rigidez reducida (Irr), a partir de la presión

admisible de la cavidad y mediante la siguiente expresión.

(V-33)

Siendo Padm = un porcentaje de la presión última (Pult..)

( )( )

++

+=

+

φφφφ φ

φ

sec1.

cot..1cot.

1sensen

adm

cqsencPIrr



319

- Cálculo del radio plástico (Rp) a partir de la ecuación V-28.

φsec.´. rrIRRp =

- Cálculo del volumen de la cavidad expandida a partir del radio (R)

correspondiente a la presión admisible de la cavidad (Padm.), utilizando la

ecuación V-32.

(V-34)

h = Longitud de la fase de inyección.

- Cálculo de la reducción de volumen en la zona plástica, a partir del



deformación en la zona elástica.

v∆− = Volumen de de la cavidad expandida – Volumen del taladro de

perforación – Volumen absorbido por la zona elástica

( )[ ]2222 .... upRpRphRhR iv −−∏−∏−∏=∆− (V-35)

Siendo:

h = Longitud de la fase de inyección.

up = deformación elástica en la interfaz zona plástica - zona elástica.

(V-36)

Donde σp = Tensión radial en la interfaz zona plástica – zona elástica.

hRVcavidad .. 2∏=

( )qRE

u ppp −+

= συ .1



320

(V-37)

- Finalmente el volumen de cavidad y el de la reducción volumen en la

zona plástica (zona de influencia) de la cavidad serán:

Volumen de cavidad = Volumen de la cavidad expandida.



- Cálculo de la densidad relativa (Dr).



(V-38)

El objetivo buscado sería alcanzar una densidad relativa mayor o igual al 70%,

porque a partir de este valor de densidad relativa no se presentaría el

fenómeno de la licuación, siendo válido el comentario expuesto en el último

párrafo del punto 5-1, en cuanto a la separación de los taladros.

( )( )

φφσφφ

cot..cot.1

.2

cRRcp

sensen

pp −

+=

+

( )100.

)1(1

minmax

min.max

final

finalDrηηηηηη

−−−−

=



321

V-5-3 Comparación entre la expansión de cavidades esféricas y las cilíndricas para el estudio de las inyecciones de compactación

En los puntos V-5-1 y V-5-2 se ha realizado un desarrollo analítico de lo que

sería el proceso continuo de inyección de un bulbo de mortero, utilizándose

para este fin la teoría de expansión de cavidades esféricas y cilíndricas.

Ambos desarrollos, en sentido general tienen muchas cosas en común. Pero a

la hora de establecer un método de diseño práctico, uno de ellos presenta

ventajas frente al otro.

Comparando los desarrollos analíticos llevados a cabo previamente se puede

expresar lo siguiente:

- La expansión de una cavidad esférica es dependiente del esfuerzo

efectivo medio inicial del terreno q´, que a su vez es función de la tensión

efectiva vertical (denominada σ´1) y las dos tensiones efectivas

horizontales (denominadas σ´2 y σ´3, ambas perpendiculares entre si),

mientras que la expansión de cavidades cilíndricas solo es dependiente

del esfuerzo efectivo medio perpendicular a la superficie expandida (es

decir q´ = σ´2, siendo σ´2 = σ´3, para un taladro vertical).

- Tanto la expansión de una cavidad esférica como la cilíndrica, son

dependientes de la tensión radial inducida por la presión de expansión. La

misma, que ambos casos será perpendicular a toda la superficie de la

cavidad expandida. Por lo que las deformaciones inducidas serán de

magnitud y dirección radial.

- La expansión de una cavidad esférica tiene un carácter tridimensional

(intervienen las tensiones y las deformaciones en el espacio), mientras

que las cilíndricas tienen un carácter bidimensional (solo intervienen

tensiones y deformaciones en el plano).



322

- Basado en lo expuesto, con la expansión de cavidades esféricas se

alcanzarán mayores presiones (presiones de inyección), para llegar al

mismo volumen de cavidad expandida (volumen inyectado).

En resumen, se puede afirmar que los factores intervinientes en la expansión

esférica son más realistas que los implicados en la expansión de la cavidad

cilíndrica. Coincidiendo este criterio con las observaciones descritas en la

bibliografía Graf (1992) y Warner (2002), y los ensayos centrífugos llevados a

cabo por Nichols y Goodings (1997), al asimilar un taladro inyectado como la

suma aproximada de varios bulbos de forma cuasi-esférica superpuestos.

V-6 ANALISIS DE LA RELACIÓN PRESIÓN – VOLUMEN DE LA CAVIDAD

EN ROTURA DEL TERRENO Este análisis se basa en las observaciones señaladas por Graf en sus artículos

de 1969 y 1992. En donde se exponía que cuando el mortero es inyectado bajo

presión en un terreno granular sin cohesión y se alcanza la máxima

densificación en la zona de influencia del bulbo, cualquier incremento de

presión provocará la rotura (de forma cónica) del terreno sobre el punto de

inyección (Figura V-11).

Este fenómeno se manifiesta en la superficie del terreno como movimientos

verticales (levantamientos), con la forma de una campana de Gauss, cuya

extensión será función de la profundidad del punto de inyección, las

propiedades resistentes del terreno y el ángulo de inclinación de la superficie

de rotura (Figura V-11).

Debido a lo anterior, la densificación estará gobernada por el peso del terreno

dentro de masa de terreno de forma cónica, junto a la resistencia tangencial de

la superficie lateral del mismo.



323

Considerando el caso (Figura V-11) de una masa esférica inyectada de radio a,

localizada a una profundidad h, por debajo de la superficie horizontal del

terreno, y haciendo la hipótesis de partida de que el terreno es granular,

prácticamente sin cohesión, en estado suelto, que la tubería de inyección está

perfectamente unida a el, y que la presión límite coincidirá con el inicio de

movimientos verticales en superficie, se puede concluir (de acuerdo a las

observaciones de Graf) que en la condición de presión límite se movilizará la

masa de terreno, en forma de cono truncado, sobre el punto de inyección. La

potencial superficie cónica de rotura estará inclinada un ángulo (θ) con

respecto al plano horizontal, con lo cual podría ser aplicable el criterio de rotura

de Morh-Coulomb.

Asumiendo que la presión de inyección es esencialmente uniforme en la masa

inyectada, y que el radio a se incrementará con el incremento de la misma;

entonces, la presión máxima (límite) p para un determinado radio se puede

determinar igualando la presión ejercida por el bulbo inyectado al peso total del

cono truncado mas la resistencia tangencial de la superficie del mismo (Figura

V-11), mediante la siguiente expresión (Wong, 1974):

(V-39)

Donde:

P = Presión de inyección.

R = Radio de la cavidad inyectada (bulbo de inyección).

Φ = Ángulo de rozamiento interno.

γ = Densidad aparente.

h = Profundidad del punto de inyección.

θ = Ángulo de inclinación de la superficie cónica de rotura.

( ) ( )( )

+−−+

+

+

=θφ

φθφθ

θθγ

cos.cos180cos.121

tan.3

tan.3tan.3. 2

2

senRh

Rh

hP



324

En vista de las posibles incertidumbres que pueden presentarse, con relación al

ángulo de inclinación de la superficie cónica de rotura, anisotropía del terreno y

el efecto en conjunto de las tensiones tangenciales originadas por las

diferentes fases de inyección, se recomienda dividir el valor de la presión

última, obtenido mediante la Ec. 39, por un factor de seguridad de 1.5 a 2.

TERRENO ORIGINAL

DIRECCIÓN PLANO DE ROTURA

Pz

MORTERO

LEVANTAMIENTO

INYECTADO

Figura V-11 Relación presión de inyección – movimientos en la superficie del terreno.

Estas hipótesis de partida establecidas por Graf (1969 y 1992) han sido

verificadas en esta investigación, mediante el método de los elementos finitos

(programa PLAXIS 8.2), con el cual se ha simulado el levantamiento

experimentado en la superficie y su distribución, provocado por la aplicación de

una presión uniforme 1 ton/m2, en una superficie de 1m de ancho, a 10m de

profundidad en un terreno granular sin cohesión (Figura V-12).

En dicha figura se puede observar que existe una concentración, en torno al 80

– 90 % de los movimientos verticales totales, en el área limitada por las rectas

que forman un ángulo θ con la horizontal, siendo estás el límite de la superficie

tronco-cónica de rotura planteada en el modelo de Wong (1974).



325

En cuanto a la distribución en superficie de los movimientos verticales, en la

Figura V-13 se puede observar la distribución obtenida en la superficie. La

misma tiene claramente forma de una campana de Gauss, con lo cual se

confirmaría las observaciones de Graf (1969 y 1992).

Figura V-12 Verificación con PLAXIS de la relación presión de inyección –

movimientos en la superficie del terreno.

Figura V-13 Distribución de movimientos en la superficie.



326

V-7 PLANTEAMIENTO PRÁCTICO DEL NUEVO MÉTODO DE DISEÑO

PARA LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN El modelo, planteado a continuación, tiene como objetivo establecer un método

práctico para el diseño de las inyecciones de compactación, combinando el

estudio del proceso de inyección (expansión de una cavidad esférica) realizado

en punto V-5-1 y con el de la relación volumen-presión de inyección en rotura

del terreno, estudiado en el punto V-6.

Además de las hipótesis establecidas en los apartados mencionados

anteriormente, para que este nuevo método de diseño sea coherente debe

cumplir las siguientes hipótesis de partida adicionales:

- El terreno a mejorar está constituido por arenas, con contenidos de finos

(C.F.) inferiores al 20 – 30% y con un índice plástico (IP) de dichos finos

menores al 10%.

- Durante la ejecución de las inyecciones de compactación, el caudal de

inyección se mantendrá lo suficientemente bajo (inferior a 55-60 lts/min),

de tal forma que no se produzcan, prácticamente, incrementos en la

presión intersticial o de poro.

- Los mecanismos de expansión en la cavidad y la respuesta del terreno

asociada a dicha expansión, son las mismas que las provocadas por la

expansión de una cavidad esférica.

- El proceso de inyección será continuo hasta alcanzar la presión límite de

inyección, tomándose el menor valor entre la presión admisible (dada por

la Ec. V-13) o la presión de rotura del terreno (dada por la Ec. V-39). En

ambos casos para el mismo radio de la cavidad expandida.

Como se ha mencionado anteriormente, el método de diseño se divide en dos

partes, una que estudia el proceso continuo de inyección y la otra, la rotura del

terreno y con él, el inicio de movimientos en la superficie del mismo.



327

El procedimiento a seguir será el descrito a continuación:

A) Obtención de la curva que describe el comportamiento del terreno durante el

proceso de inyección (Figura V-14, correspondiente a un terreno con las

propiedades indicadas en la misma figura y para unas profundidades de

inyección de 2 y 3 m, las cuales son tomadas como ejemplo de aplicación),

siguiendo los siguientes pasos:

- Determinar el índice de rigidez (Ir).

)tan.).(1.(2 φυ qcEIr

++=

- Cálculo del radio (R) de la cavidad a partir de ir asignando valores

crecientes a las presiones de inyección, utilizando la siguiente

expresión (Ec. V-13).

Donde:

( )

φφ

φφφ

φφφ

φυsensen

cqsensen

cpcqsen

senEIr

A

.4)1.(3

3

1

cot..3

)1.(3cot..)cot..(

3.4.

.21111

+

+−+

+

+

−+

−+−=

[ ]3/1

111 CBA

RiR−+

=



328

Arena, Densidad=17.7 kN/m3, phi= 33º, E=20000 kN/m2 y sin NF.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

0 500 1000 1500 2000 2500

Presión de inyección kPa

Rad

io d

el b

ulbo

(m)

3m2m

( ) φφ

φ

φφφ sen

sen

cp

cqsensen

B

.4)1.(3

1 cot.

cot.3

)1.(3+

+

+−+

=

IrC 1

1 =

Todas las variables se encuentran definidas en el apartado V-5-1.

Figura V-14 Relación presión en la cavidad expandida – Radio cavidad.

El comportamiento del terreno durante el proceso de inyección se

representa por unas curvas crecientes radio - presión de inyección

(Figura V-14). Para la obtención de dichas curvas, se asignan valores

crecientes a la presión (Ec. V-13), calculando los radios

correspondientes. Al ir aumentando la presión, el terreno comienza a

movilizar su resistencia pasiva, hasta llegar al punto que la presión de



329

inyección la moviliza totalmente, produciéndose deformaciones

plásticas excesivas y la rotura local del terreno.

Al valor asintótico de la presión se le denominará presión última (Pult)

Como la misma está asociada a deformaciones excesivas, no conviene

alcanzarla, por lo que se recomienda establecer como presión máxima

de inyección una presión admisible (Padm), la cual se representará

como un porcentaje de la presión última (Pult).

B) Obtención de la curva presión de inyección - radio de la cavidad (bulbo de

mortero) en rotura (Figura V-15), mediante la expresión V-39.

( ) ( )( )

+−−+

+

+

=θφ

φθφθ

θθγ

cos.cos180cos.121

tan.3

tan.3tan.3. 2

2

senRh

Rh

hP

Las diferentes combinaciones posibles, entre la presión de inyección y el

radio del bulbo inyectado para una profundidad definida, que provocarían la

rotura en masa del terreno (de forma troncocónica) sobre el punto de

inyección, se representa por unas curvas decrecientes como las graficadas

en la Figura V-15 (correspondiente a un terreno con las propiedades

indicadas en la misma figura y una profundidad de inyección de 2 y 3m).

En esta figura se puede observar, que a medida que aumenta el radio del

bulbo inyectado, la presión necesaria para movilizar la masa de terreno

sobre el punto de inyección disminuye. Lo cual se debe a que la superficie

específica de la cavidad es mayor a mayor radio de la misma.



330

Figura V-15 Presión en la cavidad expandida – Radio en rotura.

En la Figura V-16 se grafican (de forma superpuesta) las curvas obtenidas

previamente (para puntos inyectados a 2 y 3 m de profundidad), constituyendo

la base en que se sustenta este nuevo método de diseño.

Se puede observar, en las curvas que representa el proceso continuo de

inyección, la forma como el radio del bulbo se incrementa suavemente con la

presión aplicada, hasta que alcanza un valor de la presión cuyo radio

correspondiente (Ec. V-13) satisfaga el criterio de rotura de este modelo, que

consiste en la intersección de esta curva con la correspondiente a la rotura de

la masa de terreno sobre el punto de inyección (ambas curvas correspondiente

a la misma profundidad de inyección). Dicho valor de la presión es definida

como la presión que produciría movimientos en la superficie del terreno.

Como se ha comentado previamente, en la curva correspondiente al proceso

continuo de inyección, se puede observar en la parte final de la misma que el

radio de la cavidad (radio del bulbo) se incrementa drásticamente y tiende al


0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

0 500 1000 1500 2000 2500


Rad

io d

el b

ulbo

(m)

3m´2m´

Arena limpia, γ =18 kN/m3, φ= 33º y E= 20000 kN/m2



331

infinito, a medida que la presión alcanza su valor último. En otras palabras,

cualquier incremento de presión, por pequeño que sea, provocaría

deformaciones plásticas excesivas en el terreno circundante al bulbo. A pesar

de que la presión límite tendría un valor finito (dado por la ecuación V-13), ésta

no se podría alcanzar de manera física, porque se requería un crecimiento

ilimitado del bulbo, lo cual no sería posible en la realidad. Debido a lo anterior,

se establece una presión admisible, la cual sería un porcentaje de la presión

última.

Padm = α. Pult (V-40)

Siendo α menor que 1.

Figura V-16 Superposición de las Figuras V-14 y V-15.

En la Figura V-16, para el caso inyectado a 2 m de profundidad (línea roja), se

puede observar que de acuerdo al valor tomado de α, se pueden presentar 2


0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

0 500 1000 1500 2000 2500


Rad

io d

el b

ulbo

(m) 3m

2m0.9 Pmax0.8 Pmax0.9 Pmax0.8 Pmax3m´2m´

Arena limpia, γ =18 kN/m3, φ= 33º y E= 20000 kN/m2



332

situaciones diferentes. Si α = 0.9, la curva decreciente (que representa la rotura

del terreno) cortaría la curva creciente (que representa el proceso continuo de

inyección) antes que la presión p (punto amarillo en la curva roja de la Figura

V-14), alcanzase un valor igual al 90% de la presión última (es decir α = 0.9),

por lo cual intersección de las 2 curvas limitaría la presión de inyección.

Si para la misma profundidad de inyección α es igual a 0.8, el punto verde en la

curva roja de la Figura V-16 (que representa el 80% de la presión última) se

alcanzaría antes de la intersección de las 2 curvas, por lo tanto limitaría la

presión de inyección.

En el caso de la inyección a 3 m de profundidad, se puede observar que los

puntos correspondientes al 90 y 80 % de la presión última se alcanzarían antes

que la intersección de las 2 curvas (curvas de color azul), por lo cual estos

limitarían la presión de inyección.

Al observar las curvas obtenidas, se puede afirmar que valores para α entre 0.8

y 0.9 parecen muy razonables.

C) Cálculo de la mejora inferida por el tratamiento al terreno.

Conociendo la presión admisible de inyección y el radio del bulbo

correspondiente a dicha presión, se puede estimar la mejora alcanzada por el

terreno circundante al punto de inyección mediante los siguientes pasos.

- Se calcula el índice de rigidez reducida mediante la expresión V-14.

( ) ( )

φφ

φφφ

φsensen

adm

cqsensen

cPIrr

.4)1.(3

cot..31.3

cot.

+

+−+

+=



333

Siendo Padm = un porcentaje de la presión última (Pult.)

- Se asume que el radio de influencia de la inyección (donde se produce

mejorar) es igual al radio plástico (Rp), estimado a partir de la ecuación

9.

3. IrrRRp =

- Se calcula el volumen de la cavidad expandida a partir del radio (R) y la

presión admisible de la cavidad (Padm.), utilizando la ecuación V-15.

- Se determina la reducción de volumen en la zona plástica, a partir del



deformación en la zona elástica, utilizando la Ec. V-16.

( )[ ]3323

342....

34 upRpRpRRR iv −−∏−∏−∏=∆−

up y σp se calculan con las ecuaciones V-17 y V-18 respectivamente:

3..34 RVcavidad ∏=

( )qRE

u ppp −+

= συ .2

1

( )( )

φφσφφ

cot..cot.14

cRRcp

sensen

pp −

+=

+



334

- Finalmente, el volumen de inyección en cada fase cavidad y la reducción

volumen en la zona plástica (zona de influencia de la inyección) será:

Volumen de inyección = Volumen del bulbo en cada fase.



- Cálculo de la densidad relativa (Dr) mediante la ecuación V-19.



- Se establece la separación máxima entre los taladros.

Los terrenos granulares sin cohesión con densidades relativas superiores

al 70% no son susceptibles a licuar. Por lo tanto el objetivo a alcanzar, con

este tipo de tratamiento, sería llegar al 70% de densidad relativa dentro de

la zona de influencia de cada bulbo.

Si en algún caso, la densidad relativa posterior al tratamiento no fuera

igual o mayor que el 70%, deberá disminuirse manualmente el radio de

influencia del bulbo (radio plástico) hasta que se alcance el 70%,

siguiendo los pasos descritos anteriormente.

La máxima separación entre taladros será igual a 2 veces el radio de

influencia del bulbo (radio plástico) mínimo de todas las fases entre de un

mismo taladro, con la cual se consiga un 70% de densidad relativa.

( )100.

)1(1

minmax

min.max

final

finalDrηηηηηη

−−−−

=



335

Cabe resaltar que en nuevo método, no se toma en cuenta la mejora

obtenida por la superposición de bulbos dentro de un mismo taladro, lo

cual es un aspecto conservador.

Al realizar el tratamiento, la inyección de los taladros primarios inferirá una

mejora al terreno, la cual se irá registrando a medida que se inyecten los

taladros secundarios. Por este motivo, a los taladros secundarios se le debe

dar un tratamiento especial, en el cual se pueda tomar en cuenta el cambio en

el estado tensional del terreno ocasionado por la inyección de los taladros

primarios. Por ello, se plantea el procedimiento descrito a continuación:

- Se toma como punto de partida el radio de la zona de influencia (Rp) y la

tensión radial en la interfaz al final de la zona de influencia (σp),

correspondiente a la inyección de los taladros primario, además del

esfuerzo efectivo medio inicial q´ (es decir, el estado tensional efectivo

medio anterior al inicio del proceso de inyección de los taladros primarios).

- De acuerdo con el método de diseño, establecido anteriormente, la región

fuera de la zona de influencia de la inyección se encuentra en equilibrio

elástico, por lo tanto, la atenuación de presión de inyección fuera de la

zona plástica de influencia se puede determinar aplicando las leyes de la

elasticidad, mediante la siguiente expresión:

( ) qqr

Rp

pr +−

= σσ .

3

(V-41)

Esta expresión es válida para r ≥ Rp

Siendo r el radio desde el punto de inyección hasta el punto que se quiera

estudiar.



336

Como la separación máxima entre los taladros se ha definido como dos

veces el valor del radio de influencia de los taladros primarios Rp

(establecido a partir del análisis realizado para los taladros primarios), por

lo que el valores de rmin y rmax serán Rp y 2 Rp respectivamente.

- Conociendo los valores correspondientes a rmin y rmax, se pueden

determinar las tensiones radiales elásticas mínima y máxima utilizando la

ecuación V-41.

- Como simplificación, se puede asumir que el esfuerzo efectivo medio

inicial a la que estará sometida los bulbos de los taladros secundarios

(antes de iniciar el proceso de inyección) será la media entre la tensión

radial elástica máxima y mínima, sumado al esfuerzo efectivo medio q´.

- Una vez modificado el estado tensional inicial, se sigue el mismo

procedimiento que para los taladros primarios, el cual está descrito al

inicio de este apartado.

Otros aspectos, que también pueden ser tomados en cuenta en este método,

son los proceso de inyección ascendentes y descendentes, además de las

sobrecargas superficiales producto de la existencia de alguna cimentación.

Para realizar el diseño para un tratamiento donde se utilizará el método de

ejecución ascendente, se sigue el mismo procedimiento descrito en este

apartado, sin ninguna modificación.

Para el caso del método descendente, las fases previas de inyección

incrementan el peso y la densidad del terreno por encima del punto de

inyección. Dicho incremento se puede reflejar mediante un aumento en el

esfuerzo efectivo medio inicial q´, que posteriormente se manifestará como un

incremento en la presión máxima admisible en la pared de la cavidad

expandida (contorno del bulbo de mortero).



337

Las sobrecargas en superficie, se pueden tomar en cuenta mediante la suma

de su influencia (la cual en la mayoría de casos es variable con la profundidad)

al esfuerzo efectivo medio inicial q´, en el caso de que estas no existieran.

V-8 RESULTADOS OBTENIDOS AL APLICAR EL MÉTODO DE DISEÑO EN

SIMULACIONES CON SUELOS POTENCIALMENTE LICUABLES EN TERRENOS SIN EDIFICAR Y EN TERRENOS LOCALIZADOS BAJO EDIFICACIONES EXISTENTES

En capítulos previos se han definido como suelos potencialmente licuables a

aquellos terrenos granulares, situados bajo el nivel freático, susceptibles a

experimentar una pérdida considerable de su resistencia y rigidez al ser

sometido a acciones cíclicas. Dicha pérdida, es provocada por una disminución

de las tensiones efectivas originada por la subida de las presiones

intersticiales, llegando en algunos casos a anularlas.

En la realidad, este fenómeno (con sus manifestaciones destructivas máximas)

se ha podido observar en terrenos granulares con pocos finos (por lo general

C.F. inferiores al 35%) y en estado suelto, por lo cual se ha llevado a cabo

algunas simulaciones con el método de diseño propuesto (descrito en el

apartado anterior), para unas arenas sueltas sin finos, con densidades relativas

del 40 y 50% respectivamente.

Las propiedades de los suelos utilizadas en estas simulaciones, se han

estimado a partir de las recomendaciones de la “Guía Geotécnica para

Cimentaciones en la Comunidad de Madrid” (Sola, 1987) y el “Foundation

Engineering Handbook” (ver Anejo 5-4) y las cuales se describen a

continuación:



338

A) Arena con densidad relativa (Dr) del 50%.

γ = 17.7 kN/m3.

C = 0 kN/m2.

φ = 33º

E = 20000 kN/m2.

ν = 0.3 emax= 0.70. emin= 0.31.

B) Arena con densidad relativa (Dr) del 40%.

γ = 17.7 kN/m3.

C = 0 kN/m2.

φ = 33º

E = 15000 kN/m2.

ν = 0.3 emax= 0.70. emin= 0.31.

Como el fenómeno de licuación se presenta por debajo del nivel freático, la

localización del mismo se ha tomado en cuenta en las simulaciones realizadas.

A pesar de que esta investigación está orientada al tratamiento de los suelos

potencialmente licuables (es decir bajo el nivel freático), se han realizado un

par de casos sin nivel freático a título de comparativa. No obstante, este par de

casos podrían tener aplicación en recalces de cualquier tipo de edificaciones

(sin nivel freático), en donde haya que tener en cuenta el comportamiento del

conjunto terreno-inyección.

Para facilitar la explicación de este nuevo método de diseño, las simulaciones

se han realizado sin considerar la existencia de alguna edificación y/o

sobrecarga en superficies. No obstante en este mismo apartado se explica

como tomar en cuenta este aspecto y sus implicaciones. Los casos estudiados

se detallan a continuación:



339

Caso 1: Arena con Dr= 50% y sin nivel freático.

Caso 2: Arena con Dr= 40% y sin nivel freático.

Caso 3: Arena con Dr= 50% y con nivel freático a 2m.








En las gráficas, correspondientes a cada uno de los casos, se presentan las

curvas correspondientes a profundidades de tratamiento entre 1 y 10 m. No

obstante a esto, se ha señalado la curva correspondiente a los 20 m de

profundidad, la cual separaría los terrenos licuables de los no licuables, por

criterio de profundidad. Se ha tomado como criterio de presión admisible el

90% de la presión máxima total y además, en el margen inferior derecho de la

figuras se señala la ecuación de la línea de tendencia que une todos los puntos

con el 90% de la presión límite (rotura) para las diferentes profundidades. En el

Anejo V-4, se adjunta el desarrollo de estas simulaciones.

Los resultados obtenidos se presentan en las siguientes Figuras V-17 a V-26, y

del análisis de las mismas se puede llegar a las siguientes conclusiones:

a) La elección del 90% de la presión límite, como valor de presión de

inyección admisible (en interfaz suelo-inyección) es razonable.

b) La curva que une todos los puntos con el 90% de la presión límite,

para cada profundidad y caso, se podría asimilar a una recta de

pendiente decreciente.

c) El criterio de cese de inyección por movimientos verticales en la

superficie del terreno, solo se produciría a profundidades inferiores a

3m, para los volúmenes teóricos estimados mediante este método.



340

Esto se debe a que a mayor profundidad, se tiene mayor peso de

terreno gravitando sobre el punto de inyección para hacer reacción y

además el área de la superficie del potencial cono de rotura aumenta

al crecer la profundidad.

d) La presencia del nivel freático disminuye las tensiones efectivas que

hacen resistencia a la expansión de la cavidad, por lo cual se

verificará una reducción en la presión admisible de inyección,

pudiendo ser la misma de consideración (esta reducción de

resistencia por parte del terreno podría ser menor, en el caso de que

se produzcan incrementos de consideración en la presión intersticial,

hecho que se podrían evitar manteniendo el caudal de inyección en

valores bajos). El caso contrario ocurre con las admisiones, las

cuales serán ligeramente superiores, debido a que el terreno ofrecerá

menor resistencia a expandirse.

e) La densidad relativa inicial (antes del tratamiento) y la localización del

nivel freático, son factores muy determinante a lo hora de estimar las

presiones admisibles de inyección y el volumen de mortero a inyectar

(admisión del tratamiento).

f) A mayores tensiones efectivas, mayores presiones admisibles de

inyección y menor admisión de mortero, aunque esta última a un

menor grado.

En los casos en que las inyecciones de compactación sean utilizadas bajo

edificaciones existentes o algún otro tipo de sobrecarga superficial, la presencia

de estas produce una modificación al estado tensional inicial del terreno. El

procedimiento de diseño a seguir es similar al comentado previamente, solo

con la particularidad de que el esfuerzo efectivo medio inicial q´ (σ´1+σ´2+σ´3 /

3) debe tener en cuenta la influencia de la distribución, variable con la

profundidad, de la tensión transmitida en la superficie del terreno. Para

determinar dicha distribución se puede utilizar cualquiera de las teorías del

semi-espacio elástico (Boussinesq o cualquiera otro método).



341

Es importante señalar que los terrenos potencialmente licuables son granulares

y normalmente consolidados, por lo cual la relación entre las tensiones

verticales y horizontales se pueden obtener, aproximadamente, por la

expresión Jacky ( )1.( φσσ senvh −= ).



342

Figura V-17 Caso 1, Arena con una densidad relativa (Dr) de partida del 50%, sin influencia del nivel freático (los puntos negros y rojos señalan

el 90 y 80% de la presión máxima y la línea discontinua la curva correspondiente a los 20 m de profundidad).



343

Figura V-18 Caso 2, Arena con una densidad relativa (Dr) de partida del 40%, sin influencia del nivel freático (los puntos negros y rojos señalan

el 90 y 80% de la presión máxima y la línea discontinua la curva correspondiente a los 20 m de profundidad).



344

Figura V-19 Caso 3, Arena con una densidad relativa (Dr) de partida del 50%, con nivel freático a 2m (los puntos negros señalan el 90% de la

presión máxima y la línea discontinua la curva correspondiente a los 20 m de profundidad).



345

Figura V-20 Caso 4, Arena con una densidad relativa (Dr) de partida del 50%, con nivel freático a 4 m (los puntos negros señalan el 90 de la




346

Figura V-21 Caso 5, Arena con una densidad relativa (Dr) de partida del 50%, con nivel freático 6m (los puntos negros señalan el 90% de la




347

Figura V-22 Caso 6, Arena con una densidad relativa (Dr) de partida del 50%, con nivel freático a 8m (los puntos negros 90% de la presión

máxima y la línea discontinua la curva correspondiente a los 20 m de profundidad).



348





349





350





351





352

V-9- ABACOS DE DISEÑO El objetivo principal de las inyecciones de compactación consiste en la

densificación de las arenas sueltas mediante la introducción controlada de

mortero a presión en el terreno, a partir de taladros estratégicamente

dispuestos. Por ello, el proceso de diseño debe establecer claramente los

parámetros que definirán el tratamiento, es decir, el volumen eficaz de de

mortero a inyectar, la presión con la cual se logrará introducir dicho volumen y

la separación de los taladros que garanticen la eficacia global del tratamiento.

Las arenas potencialmente licuables, durante la inyección pasan de un estado

suelto a un estado denso. Debido a ello, al iniciar el proceso de inyección, la

expansión de la cavidad (inyectada) estará gobernada por los parámetros

resistentes y deformacionales iniciales del terreno. Sin embargo, durante el

proceso de inyección las propiedades del terreno se irán modificando hasta

alcanzar las correspondientes a unas arenas densas, gobernando estas últimas

el final de dicho proceso.

A partir de lo anterior, se puede establecer que definiendo las curvas que

relacionen la variación del radio y la presión máxima que podría alcanzar la

cavidad expandida en función de la profundidad (mediante el método de diseño

descrito en los apartados anteriores y de la misma manera como se han

realizado las simulaciones del apartado V-8), para unas arenas sueltas y

densas, con contenidos de finos inferiores al 20 – 30% (IP<10%), se podría

determinar las curvas envolventes que limitaría los posibles casos de

tratamientos en arenas que se podrían presentar. En las Figuras V-27 y V-28,

se pueden observar las curvas envolventes para el radio y presión máxima

(normalizada con el esfuerzo efectivo medio inicial “q´” (σ´1+σ´2+σ´3 / 3) del

terreno) que puede alcanzar la cavidad en función de la profundidad y

localización del nivel freático, determinadas para unas arenas sueltas (con una

densidad relativa del 40-50%, cuyas propiedades se encuentran descritas en el

apartado anterior) y unas arenas densas cuyas propiedades se describen a



353

continuación (tomadas de la “Guía Geotécnica para Cimentaciones en la

Comunidad de Madrid” (Sola, 1987) y el “Foundation Engineering Handbook”):

Arena con densidad relativa (Dr) del 70-75%.

γ = 18.5 kN/m3.

C = 0 kN/m2.

φ = 36º

E = 30000 kN/m2.

ν = 0.3

Figura V-27 Curvas envolventes del radio máximo que puede alcanzar la cavidad

expandida en función de la profundidad, para arenas con C.F. inferiores al

20-30% (IP<10%) y diferentes posiciones del nivel freático.

En las Figuras V-27 y V-28 se pueden observar que las familias de las curvas

tienen la misma forma decreciente, presentando los valores máximos a poca

profundidad y disminuyendo los mismos a medida que aumenta la misma.

A partir de estas curvas, se pueden determinar las trayectorias que seguirían

tanto el radio de la cavidad, como las presiones necesarias para expandir la

misma, al pasar el terreno desde un estado inicial suelto a un estado final

Radio Vs Prof. (m)

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Rad

io (m

)

Sueltas NF 2m

Sueltas NF 5m

Sueltas NF 10m

Sueltas NF 15m

Sueltas NF 20m

Densas NF 2m

Densas NF 5m

Densas NF 10m

Densas NF 15m

Densas NF 20m



354

denso. Como el objetivo final del tratamiento con inyecciones de compactación

es lograr la densificación del terreno, hasta convertir el mismo en un terreno

denso, se puede concluir, que la situación final del proceso de inyección estará

condicionado por las propiedades de una arena densa, y por lo tanto,

definiendo las curvas envolventes correspondiente a este estado (denso), se

determinaría el radio y la presión máxima que puede alcanzar la cavidad sin

llegar a romper el terreno.

Figura V-28 Curvas envolventes de la presión máxima que puede alcanzar la cavidad

en función de la profundidad, para arenas con C.F. inferiores al 20-30%

(IP<10%) y diferentes posiciones del nivel freático.

En las Figuras V-29, V-30 y V-31 se definen los ábacos de diseño que definiría

el tratamiento con inyecciones de compactación en los tres parámetros

principales del tratamiento, radio de la cavidad expandida (volumen de mortero

a inyectar), presión necesaria para expandir dicha cavidad y la separación

entre los taladros, este último definido a partir del radio de influencia (Rp) de la

cavidad esférica expandida. Hay que resaltar, que cuando la inyección se

produce a poca profundidad, se debe verificar si la misma produciría

movimientos en la superficie, a partir de la metodología descrita en el apartado

Presión Vs. prof. (m)

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Pres

ión

/q´

Sueltas NF 2m

Sueltas NF 5m

Sueltas NF 10m

Sueltas NF 15m

Sueltas NF 20m

Densas NF 2m

Densas NF 5m

Densas NF 10m

Densas NF 15m

Densas NF 20m



355

V-6 y cuyas curvas correspondientes a una arena suelta, localizada sobre el

punto de inyección (representando el caso más desfavorable), se encuentran

definidas en la Figura V-32.

A partir de lo descrito previamente, se propone un procedimiento de diseño

simplificado, basando en los ábacos determinados en este apartado, siguiendo

los siguientes pasos:

1- Determinación del radio máximo que puede alcanzar la cavidad

expandida en función de la profundidad, mediante la Figura V-29.

2- Determinación de la presión máxima que puede alcanzar la cavidad

expandida, para llegar a radio especificado en el punto 1 y sin provocar

la rotura del terreno, mediante la Figura V-30.

3- Verificar si los taladros inyectados a poca profundidad provocarían

movimientos en la superficie del terreno, comparando los resultados

obtenidos en los puntos 1 y 2 con los resultados obtenidos de las curvas

de la Figura V-32 (entrando en esta figura con el valor máximo de la

presión).

4- Se determina la separación máxima entre los taladros (dos veces el

radio plástico Rp) mediante las curvas de la Figura V-31, a partir de la

radio de la cavidad expandida y la profundidad.

Para generalizar los ábacos de diseño comentados (Figuras V-29 al V-32) y

permitir la aplicación de los mismos a casos en que exista alguna sobrecarga

en superficie, se presentan las Figuras V-33 al V-35 correspondiente al caso de

que exista una carga uniformemente distribuida de 1 kg/cm2. De la misma

manera, en las Figuras V-36 al V-38 se presenta los ábacos de diseño en caso

de que la carga uniformemente distribuida en superficie sea de 2 kg/cm2.

Se ha verificado que en los casos en que existe una sobrecarga superficial

uniformemente distribuida, la condición de limitación por movimientos



356

superficiales en profundidades superiores a 2m no condicionaría el diseño,

para los volúmenes teóricos estimados con este método.

Las Figuras V-33 a V-38, muestran que a medida que aumenta el estado

tensional inicial del terreno (debido a la existencia de una sobrecarga

superficial), disminuye el volumen de mortero que se podría inyectar en la

cavidad (definido por el radio de la misma), aumenta la presión necesaria para

introducir dicho volumen, se reduce la zona de influencia de cada taladro y por

ende la separación entre los mismos.

Como comentario final, hay que tener en cuenta que en algunas ocasiones, la

reducción del volumen de huecos en el terreno buscada con el tratamiento

(incremento en la Dr), puede condicionar la separación máxima de los taladros.



357

Radio Vs Prof. (m)

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Rad

io (m

)

NF 2m

NF 5m

NF 10m

NF 15m

NF 20m

Figura V-29 Radio máximo que se podría alcanzar en la cavidad expandida (bulbo de mortero) en función de la profundidad, para arenas con

C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%) y diferentes posiciones del nivel freático.



358


0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Pres

ión

/q´

Densas NF 2m

Densas NF 5m

Densas NF 10m

Densas NF 15m

Densas NF 20m

Figura V-30 Presión máxima normalizada con el esfuerzo efectivo medio q´, que se podría alcanzar en la cavidad expandida (bulbo de mortero

inyectado) en función de la profundidad, para arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%) y diferentes posiciones del nivel

freático.



359

Radio influencia (Rp)/ Radio bulbo Vs. Prof.

0

1

2

3

4

5

6

0 5 10 15 20 25Profundidad (m)

Rp/

R

NF 2mNF 5mNF 10m NF 15mNF 20m

Figura V-31 Variación con la profundidad del radio de influencia (radio plástico) normalizado con relación al radio de la cavidad expandida, para

arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%) y diferentes posiciones del nivel freático.



360

00,10,20,30,40,50,60,70,80,9

1

0 500 1000 1500 2000

Presiones (kPa)

Rad

io d

el b

ulbo

(m)

3m

2m

Figura V-32 Radio de la cavidad expandida Vs. Presión, que provocarían movimientos en la superficie del terreno inyectado para arenas con

C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%) y diferentes posiciones del nivel freático.



361

Radio Vs Prof. (m)Sobrecarga superficial 1 kg/cm2

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Rad

io (m

)

NF 2m

NF 5m

NF 10m

NF 15m

NF 20m

Figura V-33 Radio máximo que se podría alcanzar en la cavidad expandida (bulbo de mortero inyectado) en función de la profundidad, para

arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%), diferentes posiciones del nivel freático y una sobrecarga superficial de 1kg/cm2.



362

Presión Vs. prof. (m)Sobrecarga superficial de 1 kg/cm2

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Pres

ión

/q´

Densas NF 2m

Densas NF 5m

Densas NF 10m

Densas NF 15m

Densas NF 20m

Figura V-34 Presión máxima normalizada con el esfuerzo efectivo medio q´, que se podría alcanzar en la cavidad expandida (bulbo de

mortero) en función de la profundidad, para arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%), diferentes posiciones del nivel freático

y una sobrecarga superficial de 1kg/cm2.



363

Radio de influencia (Rp)/ Radio bulbo Vs. Prof.Sobrecarga superficial de 1 kg/cm2

0

1

2

3

4

5

6


Rp/

R






364


0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Rad

io (m

)

NF 2m

NF 5m

NF 10m

NF 15m

NF 20m

Figura V-36 Radio máximo que se podría alcanzar en la cavidad expandida (bulbo de mortero) en función de la profundidad, para arenas con

C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%), diferentes posiciones del nivel freático y una sobrecarga superficial de 2kg/cm2.



365

Presión Vs. prof. (m)Sobrecarga superficial 2 kg/cm2

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Pres

ión

/q´

Densas NF 2m

Densas NF 5m

Densas NF 10m

Densas NF 15m

Densas NF 20m

Figura V-37 Presión máxima normalizada con el esfuerzo efectivo medio q´, que se podría alcanzar en la cavidad expandida (bulbo de mortero

inyectado) en función de la profundidad, para arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%), diferentes posiciones del nivel




366

Radio de influencia (Rp)/ Radio bulbo Vs. Prof. Sobrecarga superficial de 2 kg/cm2

0

1

2

3

4

5

6


Rp/

R






367

h

i

VV

=ξ

V-10- FACTORES QUE INFLUYEN EN LA EFICACIA DEL VOLUMEN DE INYECCIÓN EN RELACIÓN A LA MEJORA DEL TERRENO ESPERADA

Se ha observado y comprobado tanto física, como experimentalmente que las

mejoras esperadas en un tratamiento con inyecciones de compactación,

expresados en términos de densidad relativa (Dr), no guardan una relación

estricta con el volumen inyectado (medido en el equipo de bombeo). Por lo

cual, la mejora mantiene una relación de eficacia con el volumen inyectado.

Esta relación de eficacia depende de diversos factores, de los cuales se

pueden destacar principalmente (Domínguez, 2001):

a) Deformación propia del material inyectado bajo presión.

b) Consolidación y pérdida de agua en el material inyectado.

c) Pérdidas por deformación del terreno situado por debajo del nivel

inyectado y que no interesa mejorar, entre otros factores.

En vista de la multitud de factores y la combinación de los mismos, que

gobiernan la eficacia de las inyecciones de compactación y la variabilidad de

situaciones que caracteriza cualquier mejora del terreno, se deduce que la

estimación teórica de este parámetro resulta en gran medida inabordable

(Domínguez, 2001). Actualmente, sólo se puede obtener a priori la eficacia de

la inyección a partir de ensayos de laboratorio y resultados obtenidos en

campo.

El coeficiente de eficacia, se puede describir a partir de las investigaciones

realizadas, sobre este tema, en las inyecciones de compensación (Oteo, 1999).

Se podría definir el coeficiente de eficacia como la relación entre el volumen de

inyección introducido en el terreno y el volumen de huecos reducidos en el

mismo, el cual gobernará la mejora alcanzada.

(V-42)



368

Donde:

Vi = Volumen de inyección introducido en el terreno.

Vh = Volumen de huecos reducido por el proceso de inyección.

El coeficiente ξ , así definido, refiere el volumen eficaz compactado al volumen

bruto realmente producido por causa de la inyección introducida y en este tipo

tratamiento, de acuerdo a ensayos centrifugos realizados (Nichols y Goodings,

2000), es variable con el estado tensional del terreno y su valor oscila entre 1.2

y 2.4 (Figura V-39).

Figura V-39 Variación del factor de eficacia en función de la tensión efectiva vertical,

caudal de inyección y el tipo de suelo.

V-11 PERDIDAS POR FRICCIÓN GENERADAS EN LAS TUBERÍAS

DURANTE EL PROCESO DE INYECCIÓN

Las presiones de inyección calculadas en el método de diseño propuesto en

este capítulo, corresponde a la interfaz mortero – terreno, es decir, éstas no



369

corresponden a los puntos de control de presiones, colocados durante la

ejecución de este tipo de tratamiento.

Como se ha especificado en el capítulo IV, uno de los criterios de cese de

inyección es la presión, y la misma es controlada, por lo general, en la salida

del equipo de bombeo. Debido a lo anterior, es necesario evaluar la perdida de

presión experimentada en las tuberías de conducción del mortero, desde la

bomba hasta el punto de inyección, con el objetivo de correlacionar los

resultados obtenidos al aplicar este nuevo método de diseño, con los registros

del equipo de bombeo.

En la revisión bibliográfica realizada, se han encontrado expresiones de la

perdida de carga (presión) por fricción en las tuberías para hormigones y

lechadas para Jet Grouting. Dichas expresiones no son aplicables a las

inyecciones de compactación, debido a que en éstas últimas se produciría

pérdidas superiores a las registradas en el hormigón y en el Jet Grouting, dada

las características y reología del mortero utilizado para este fin.

Con el objetivo de determinar las pérdidas de carga (presión) en este tipo de

tratamiento, en el Capítulo VI de esta tesis se realizan una serie de ensayos de

campo a escala real.

V-12 COLUMNAS O INCLUSIONES DE MORTERO INYECTADO COMO REFUERZO DEL TERRENO

Al realizar la inyección de compactación como tratamiento del terreno, el suelo

se convierte en un terreno compuesto por columnas de mortero o inclusiones

(formado por superposición de los bulbos durante el proceso de inyección) y

por el suelo circundante mejorado por la inyección.



370

γτ

=G

Con el objetivo de abordar el problema de la concentración de tensiones

producida en las columnas de mortero durante la acción sísmica (debido a la

mayor rigidez de estas frente al terreno que circunda), se ha utilizado la teoría

de la elasticidad.

La hipótesis básica para determinar la distribución de tensiones entre el terreno

y las columnas de mortero (formada por bulbos superpuestos), se basa en la

compatibilidad de deformaciones entre el terreno y las propias columnas. Esta

hipótesis será válida, siempre y cuando, la superestructura no esté

íntegramente ligada a las columnas de mortero, de tal manera, que las fuerzas

inerciales desarrolladas en la misma durante la acción sísmica, no sean

transmitidas directamente en las columnas. Hecho que podría generar

deformaciones en magnitud, dirección y sentido diferentes a las producidas

solamente por el movimiento del terreno.

Por compatibilidad de deformaciones, las deformaciones tangenciales

producidas en las columnas de mortero serán iguales a las deformaciones

experimentadas en el terreno que le circunda, es decir:

(V-43)

Siendo, γs y γic, las deformaciones tangenciales en el terreno y en las columnas

de mortero.

Por elasticidad se sabe que:

(V-44)

Utilizando la igualdad establecida en la ecuación V-43 y despejando γ de la

ecuación V-44, se tiene que:

ics γγ =



371

ic

ic

s

s

GGττ

=

icicss AAA ... τττ +=

dv rg

a .65.0 max στ =

(V-45)

Donde:

sτ = Tensión tangencial tomada por el terreno.

icτ = Tensión tangencial tomada por las columnas de mortero.

Gs = Módulo de elasticidad tangencial del terreno.

Gic = Modulo elasticidad tangencial de las columnas de bulbo de mortero.

Por condición de equilibrio, las fuerzas de inercia a cualquier profundidad

deben ser igual a la suma de las fuerzas que soportarán las columnas de

mortero más las fuerzas que toma el terreno que le circunda. Por lo que:

(V-46)

En donde:

τ = Tensión tangencial media inducida por el sismo. Se podría estimar

mediante la formula simplificada de Seed e Idriss (1971), es decir:

(V-47)

amax = Aceleración máxima producida por la acción dinámica en g´s.

σv = Tensión vertical total.

rd = Factor de que toma en cuenta la profundidad.

A = Área total en planta de la zona trata con inyecciones de compactación = As

+ Aic (V-48).

As = Área en planta del terreno.

Aic = Área en planta de las columnas de mortero.

Si el factor de reemplazo se define como:



372

AAA ic

r =

s

icr G

GG =

( )

−+

=

rr

r

ic

AG

A 11ττ

(V-49)

La relación modulo elástico tangencial de la columna de mortero / modulo

elástico tangencial del terreno, se podría definir como:

(V-50)

Entonces, combinando las ecuaciones V-45, V-46, V-48, V-49 y V-50 se puede

obtener la tensión tangencial media en las columnas de mortero y en el terreno

circundante, a partir de la tensión tangencial total actuante mediante las

siguientes expresiones (ver Anejo V-5):

, para las columnas. (V-51)

y

icr

s Gττ .1

= , para el terreno que circunda a las columnas. (V-52)

La ecuación V-52 muestra que las tensiones que se concentrarán en las

columnas de mortero, serán proporcionales a la relación de módulos de

elasticidad tangencial entre las columnas y el terreno. Por lo tanto, bajo estas

hipótesis, a mayor rigidez de la columna de mortero, menor tensión tangencial

actuará sobre el terreno que le circunda

Las tensiones tangenciales medias inducidas por una acción sísmica se

podrían calcular, de forma simplificada, de acuerdo al método propuesto por

Seed e Idriss (1971), siguiendo la ecuación V-47. Para incorporar el efecto de

las columnas de mortero, trabajando como refuerzo del terreno, se modifica la

ecuación 47 mediante el factor β. Dicho factor define la relación entre la tensión



373

CSRCSRss ==

ττβ

tangencial que tomará el terreno entre columnas, en relación a la tensión

tangencial total. Este mismo criterio se puede aplicar al concepto de la relación

cíclica de la siguiente forma:

(V-53)

Siendo CSRs, la relación cíclica de esfuerzos actuante sobre el terreno

circundante a las columnas.

De esta forma, el factor β es definido como un factor de reducción que se

puede aplicar directamente a la ecuación V-47 y usar el método puesto por

Seed e Idriss (1971) o cualquier otro método, para la predicción del potencial

de licuación que relacione CSRs con el número de golpes en el ensayo de

penetración estándar (N1)60 o la resistencia a penetración el ensayo cono

estático (CPT) que son los más comúnmente conocidos.

En el caso de que se utilice el método de predicción desarrollado en esta

investigación, el factor β se le aplicaría al valor de la aceleración, de tal forma

que se tome en cuenta el efecto de los taladros inyectados.

Todo lo anterior es válido bajo la hipótesis de que la columna de mortero no

falla por flexión, al actuar sobre ella las tensiones generadas por la acción

sísmica, de tal manera que se pueda cumplir las hipótesis comentadas

previamente. Lo que implica que el mortero debe diseñarse para que tenga una

gran resistencia a las tracciones al trabajar a flexión.

En la Figura V-40 se grafica la variación del coeficiente β (factor de reducción

de la tensión tangencial sísmica que llega al terreno, por el efecto del refuerzo

inducido por las columnas de mortero trabajando como refuerzo del terreno) en

función de la relación de rigidez (Gr) columna de mortero inyectado / terreno.

En esta gráfica se puede observa que a medida que el valor de Gr aumenta,

disminuye el valor de β. Es bien sabido, que el mortero es mucho más rígido



374

Factor de reducción del CSR del terreno circundante entre columnas de inyecciones de

compactación.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Factor de reemplazo (%)

B

Gr = 50Gr = 40Gr = 30Gr = 20Gr = 10Gr = 5Gr = 2.5

que el terreno que le circunda, pero en el caso de las inyecciones de

compactación dicha rigidez debe ser reducida para tomar en cuenta las

características del mortero y el proceso de ejecución de las inyecciones, donde

los bulbos son superpuestos en diferentes fases de inyección, pudiéndose

crear un plano de debilidad en la superficie de contacto entre dos bulbos

contiguos.

Otro aspecto importante que se puede observar, es que el factor β es igual o

menor a 0.20 para valores de Gr mayores de 20 (para los morteros más

rígidos) y valores del factor de reemplazo menores al 20%, que son los que

normalmente se manejan para este tipo de tratamiento del terreno. El valor de

β se puede incrementar a medida que el mortero sea más deformable.

Se ha comentado que la limitante principal de las columnas de mortero (como

refuerzo del terreno) es la poca resistencia a flexión de las mismas. Aspecto

que se puede mejorar incrementando la resistencia a flexión de este material,

mediante la adición de fibras de acero, vidrio, entre otras .

Figura V 40 Variación del coeficiente β en función del factor de reemplazo y la relación

de rigidez entre el mortero y el terreno.



375

Para determinar el espesor máximo en que una columna de mortero

desarrollará su máxima resistencia a flexión, para un terreno aún susceptible a

sufrir licuación por no haberse logrado la densificación requerida, se han

establecido las siguientes hipótesis:

a- La columna de mortero se considera como elemento continuo, con

diámetro D y longitud H, dispuesta en una malla triangular o cuadrada

con una separación S.

b- El estrato potencialmente licuable se encuentra confinado entre dos

estratos verticales sin riesgo a sufrir licuación.

c- La carga lateral, a soportar por cada una de las columnas, viene definida

por la tensión tangencial media inducida por el sismo, determinada a

partir de la formula simplificada (V-46) de Seed e Idriss (1971),

posteriormente multiplicada por el factor (1-β), definido anteriormente, y

separación entre los taladros.

d- La resistencia a flexión se determina mediante la teoría de resistencia de

materiales (elemento de mortero sometido a flexión simple),

despreciando el efecto de confinamiento que ofrecen las capas arenas

flojas, no mejoradas durante el proceso de inyección.

e- La columna se considera apoyada – apoyada en los estratos de terreno

que confinan verticalmente el estrato potencialmente licuable.

f- Con el objetivo de tomar en cuenta el efecto desfavorable de la

discontinuidad de la columna de mortero, debido la superposición de los

bulbos de mortero inyectado durante las distintas fases de inyección, los

espesores obtenidos han sido dividido por un factor de seguridad de 2.

La expresión que relaciona todo estos aspectos mencionados anteriormente

con la longitud máxima de las columnas sin que se produzcan falla por flexión

es la siguiente (la demostración se encuentra adjunta en el Anejo V-5):

w

DcfH td

.4..´ 3Π

= (V-54)



376

Donde:

H = Espesor máximo de terreno potencialmente licuable en que las columnas

de mortero inyectado funcionan como refuerzo del terreno.

f´ctd = Resistencia a tracción del mortero.

D = Diámetro de la columna de mortero inyectado.

w = Carga lateral actuante sobre las columnas ( )1.(. βτ −= Sw )

τ= tensión tangencial media calculada de acuerdo a la V-47.

S= Separación entre columnas.

β = Factor de reducción de la tensión tangencial media sísmica en el terreno

por el efecto de refuerzo inducido por las columnas de mortero inyectado.

En el Anejo V-5, se adjunta el desarrollo de la expresión V-54 y en las Figuras

V-41, V-42 y V-43 se grafican los resultados los espesores máximo obtenidos

para una relación profundidad / Diámetro de la columna dado, una resistencia a

la rotura a compresión del mortero a 28 días de 150 kg/cm2. Estas gráficas se

realizaron para diámetros de columnas de 0.40, 0.30 y 0.20 m y se ha aplicado

un factor de seguridad a los resultados obtenidos de 2, para tomar en cuenta el

efecto de la superposición de los bulbos comentados anteriormente.

En estas gráficas, se puede observar que el efecto de refuerzo de las columnas

disminuye a medida que aumenta la profundidad del estrato. Otro aspecto a

destacar, es que el espesor máximo en que la columna puede trabajar como

refuerzo del terreno disminuye a medida que aumenta la aceleración. Ambas

tendencias se debe a la tensión tangencial media actuante se incrementa con

la tensión vertical total y la aceleración.

Al comparar las tres figuras, se observa que a mayor diámetro de las columnas

el espesor máximo se incrementa, para la misma relación profundidad /

Diámetro. Esto se atribuye a que a mayor diámetro existe mayor inercia y por lo

tanto mayor resistencia a flexión.



377

Espesor máximo de terreno licuable para que las columnas de mortero funcionen como refuerzo del terreno (para f´c = 150 kg/cm2, D = 0.4 m y FS= 2)

0

0,5

1

1,5

2

0 10 20 30 40 50 60

Prof. / Diámetro

Espe

sor m

áxim

o (m

)

a max = 0.4 ga max = 0.3 ga max = 0.2 ga max = 0.1 g

Espesor máximo de terreno licuable para que las columnas de mortero funcionen como refuerzo del terreno (para f´c = 150 kg/cm2, D = 0. 3m y FS= 2)

00,20,40,60,8

11,21,4

0 20 40 60 80

Prof. / Diámetro

Espe

sor m

áxim

o (m

)

a max = 0. 4 ga max = 0. 3 ga max = 0.2 ga max = 0.1 g


compactación pueden funcionar como refuerzo del terreno vs. Relación

profundidad / diámetro, para un diámetro de 0.40m.






378

Espesor máximo de terreno licuable para que las columnas de mortero funcionen como refuerzo del

terreno (para f´c= 150 kg/cm2, D= 0.2 m y FS= 2)

00,10,20,30,40,50,60,70,8

0 20 40 60 80 100

Prof. / Diámetro

Espe

sor m

áxim

o (m

)

a max = 0.4 ga max = 0.3 ga max = 0.2 ga max = 0.1 g




V-13 CONCLUSIONES La inyección de compactación es una técnica de mejora del terreno, cuyo

interés se ha incrementado en los últimos años, debido a la versatilidad y

economía en el tratamiento de terrenos potencialmente licuables,

especialmente localizados debajo y alrededor de edificaciones existentes.

Este tipo de inyección envuelve una serie de parámetros complejos, debido a

las diferentes condiciones y propiedades del terreno, además de las variables

relacionadas con el proceso mismo de inyección. Por este motivo, los métodos

de diseño, comúnmente empleados hoy en día, se han establecido a partir de

la experiencia práctica y el empirismo. Aspectos que reduce la fiabilidad en el



379

diseño de tratamientos para la mitigación del potencial de licuación en un

determinado emplazamiento.

Por lo comentado previamente, en este capítulo se llevó a cabo un estudio

semi-analítico de la inyección de compactación, que ha dado lugar al desarrollo

de un nuevo método práctico para el diseño de este tratamiento.

Con este nuevo método se ha podido estudiar:

• Las distribuciones de las tensiones y las deformaciones

volumétricas del terreno tratado en torno a los puntos de

inyección.

• El papel que desempeña el incremento de la densidad relativa en

la resistencia a la licuación.

• El comportamiento combinado del terreno mejorado y las

columnas de mortero ante cargas cíclicas sísmicas.

El nuevo método de diseño propuesto tomó como punto de partida los trabajos

de Vesìc (1972), Baligh (1976), El-Kelesh et al. (2001), Graf (1969 y 1992),

Wong (1974) y una serie de simulaciones realizadas.

El método propuesto acopla el:

• Análisis del proceso de inyección (estudio evolutivo de las

presiones necesarias para expandir una cavidad) para una

cavidad esférica.

• Análisis de la relación presión – volumen de la cavidad expandida

en rotura, es decir la combinación volumen (radio del bulbo de

mortero inyectado) – presión en la interfaz cavidad-terreno que

produce la rotura del terreno y a su vez generar movimientos en

la superficie del mismo.



380

El análisis del proceso de inyección se realizó tanto para una cavidad esférica

como para una cilíndrica, llegándose a la conclusión que la cavidad esférica se

aproxima mucho más al proceso que se produce en la realidad, al inyectar un

bulbo de mortero. No obstante, el desarrollo llevado a cabo para una cavidad

cilíndrica constituye un aporte de esta investigación, para el estudio de otros

problemas geotécnicos cuyo comportamiento se asemeje más a la expansión

de una cavidad cilíndrica.

Con el método semi-analítico desarrollado, se establece un procedimiento

práctico para el diseño de las inyecciones de compactación, combinando el

proceso de inyección (expansión de una cavidad esférica), con el de la relación

volumen-presión de inyección en rotura del terreno, es decir, acoplando dos

análisis en un solo modelo.

Este método es aplicable a arenas con contenidos de finos inferiores al 20-

30%, con un Índice Plástico (IP) de dichos finos menores al 10% y que durante

el proceso de ejecución del tratamiento, el caudal de inyección se mantenga lo

suficientemente bajo (inferior a 55-60 lts/min), de tal forma que no se

produzcan, prácticamente, incrementos en la presión intersticial o de poro.

Uno de los principales aportes de esta investigación, consiste en la posibilidad

de evaluar la deformación volumétrica experimentada en la zona densificada

(mejora inducida), directamente de los parámetros de resistencia y de

deformabilidad del terreno, no teniendo que recurrir a la determinación de la

misma mediante ensayos de laboratorio en muchos casos complicados. A esto

habría que agregar la dificultad de obtener de muestras inalteradas de calidad

(los terrenos potencialmente licuables son suelos granulares, de baja

plasticidad y sin cohesión), lo cual afecta a la representatividad de los

resultados obtenidos en laboratorio. Esta estimación de la deformación

volumétrica permanente en la zona plástica, ha permitido desarrollar una

metodología para evaluar la mejora inducida por el tratamiento (incluida en el



381

método de diseño propuesto y que constituye otro aporte de esta

investigación), así como la determinación de la separación óptima entre los

taladros de inyección.

Un aspecto importante a destacar, deducido a partir de simulaciones realizadas

con el método propuesto, es que el criterio de cese de inyección por

movimientos verticales en la superficie del terreno (rotura de la cuña sobre el

punto de inyección), solo se produce a profundidades inferiores a 3m, para los

volúmenes teóricos efectivos estimados mediante este método.

Las arenas potencialmente licuables, durante la inyección pasan de un estado

suelto a un estado denso. Debido a ello, al iniciar el proceso de inyección, la

expansión de la cavidad (inyectada) estará gobernada por los parámetros

resistentes y deformacionales iniciales del terreno. Sin embargo, durante el

proceso de inyección las propiedades del terreno se irán modificando hasta

alcanzar las correspondientes a unas arenas densas, gobernando estas últimas

el final del proceso de inyección.

A partir de lo anterior y con el objetivo de facilitar la utilización de este método

de diseño, se han establecido unos ábacos constituido por una serie de curvas

que relacionen la variación del radio, la presión máxima que podría alcanzar la

cavidad expandida y la separación óptima entre taladros.

Para generalizar la aplicación de este método de diseño, se ha incluido ábacos

de diseño, que toman en cuenta una sobrecarga superficial de 1 y 2 kg/cm2.

Está demostrado tanto física como experimentalmente, que los terrenos

granulares sin cohesión con densidades relativas superiores al 70% no son

susceptibles a licuar. Por lo tanto, el objetivo a alcanzar con este nuevo método

es llegar al 70% de densidad relativa en la zona plástica, aunque esto implique

reducir el valor del radio de influencia máximo que sea posible alcanzar, en

cada fase de inyección.



382

Este método de diseño puede ser aplicable tanto a tratamientos en zonas sin

edificación (campo libre) o ya edificadas (ambas aplicaciones son aporte de

esta investigación).

Hay que tener en cuenta que el volumen inyectado no se traduce estrictamente

en una reducción del volumen de huecos, debido a factores relacionados

principalmente con la pérdida de agua del mortero, consolidación del mismo y

el tipo de terreno. Por ello, hay que tener en cuenta el factor de eficacia (1.2 a

2.4 para este tratamiento), aplicándose al volumen teórico obtenido con el

método de diseño propuesto.

En este capítulo también se ha estudiado, el efecto de refuerzo del terreno por

la existencia de las columnas de mortero o inclusiones (formada por la

superposición de bulbos de mortero). Al realizar la inyección de compactación

como tratamiento del terreno, el suelo se convierte en un terreno reforzado,

compuesto por columnas de mortero y por el suelo circundante mejorado por la

inyección.

Al actuar la acción sísmica, en forma de la tensión tangencial media

(determinada a partir de la aceleración o mediante la formula simplificada de

Seed e Idriss, 1971), las columnas de motero o inclusiones tienden a tomar la

mayor parte de la tensión actuante, debido a su mayor rigidez en relación con

la del terreno que le circunda. Esto se podría interpretar como si se produjese

una descarga en el terreno, aumentando el factor de seguridad frente a la

licuación, al disminuir la relación cíclica de esfuerzos actuantes. El método de

evaluación de dicha descarga y la determinación de los espesores máximos a

que sería aplicable, constituyen otro aporte de esta investigación.

Lo comentado anteriormente será estrictamente válido bajo la hipótesis de que

las inclusiones de mortero no fallan por flexión, al actuar sobre ella las

tensiones generadas por la acción sísmica. Lo que implica que el mortero debe



383

diseñarse para que tenga una gran resistencia a las tracciones y compresiones

al trabajar a flexión.

De acuerdo a un análisis realizado, para un factor de reemplazo del 20% (cota

superior en este tipo de tratamientos), se determinó que la carga que llega a

actuar en el terreno circundante a las columnas es inferior al 20% de tensión

tangencial media, para valores de rigidez del mortero superiores a 20 veces el

valor de rigidez del terreno. En este análisis se ha tomado en consideración la

reducción de rigidez en las columnas de mortero, para tomar en cuenta las

características del mismo y el proceso de ejecución de las inyecciones, donde

los bulbos son superpuestos en diferentes fases de inyección, pudiéndose

crear un plano de debilidad en la superficie de contacto entre dos bulbos

contiguos.

Se pudo observar que el efecto de refuerzo de las inclusiones disminuye a

medida que aumenta la profundidad del estrato y que el espesor máximo, en

que la columna puede trabajar como refuerzo del terreno, disminuye a medida

que aumenta la aceleración. Ambas tendencias se debe a la tensión tangencial

media actuante, se incrementa con la tensión vertical total y la aceleración.

También se observó que a mayor diámetro de las columnas el espesor máximo

que se podría “puentear” se incrementa, para la misma relación profundidad /

Diámetro. Esto se atribuye a que a mayor diámetro existe mayor inercia y por lo

tanto mayor resistencia a flexión.

No obstante, si no se utilizan fibras que incremente la resistencia a tracción, el

espesor de terreno en que las columnas podrían trabajar sin fallar es limitado,

siendo inferior a 2 m para columnas de 0.40 m de diámetro, localizadas en

capas muy superficiales del terreno y aceleraciones en torno a 0.1 g. Este valor

disminuye drásticamente a medida que aumenta la aceleración, la profundidad

y disminuye el diámetro de la columna de mortero.

CAPÍTULO VI

ENSAYOS DE VERIFICACIÓN

CAPITULO VI- ENSAYOS DE VERIFICACIÓN


386

VI- 1 INTRODUCCIÓN Como se ha venido comentando en Capítulos anteriores, la inyección de

compactación es una técnica de mejora del terreno donde convergen muchas

variables, algunas propias del terreno a mejorar y otras correspondientes al

proceso de inyección y al material inyectado propiamente dicho.

Estas variables, muy difíciles de manejar en todo su conjunto y de tomarlas en

cuenta en los métodos de diseño, han obligado a recurrir a métodos de diseños

empíricos, con hipótesis simplificadas que posteriormente hay que verificar en

campo.

Como consecuencia de lo expresado, en las obras con inyecciones de

compactación, y al igual que en otras técnicas de mejora del terreno, se suelen

llevar a cabo campos de prueba en donde, en primer lugar, se validan las

hipótesis de partida y además se calibran los parámetros relacionados con la

ejecución del tratamiento.

Con este preámbulo en este capítulo, se presenta un campo de pruebas,

constituido por una serie de ensayos, con el objetivo de:

1- Cuantificar las pérdidas de carga (presión), mediante el establecimiento

de coeficientes de fricción para las tuberías de acero y las mangueras de

goma, materiales típicos utilizados en las conducciones en este tipo de

tratamiento.

2- Determinar en campo, las vinculaciones entre la presión de inyección

(medida en el equipo de bombeo) y volumen neto inyectado en arenas

potencialmente licuables, para su posterior comparación con lo

establecido en el método de diseño propuesto. Todo esto, mediante la

extracción de algunos taladros inyectados.

3- Verificar la separación optima entre taladros inyectados, definida a partir

del método de diseño establecido en esta investigación, y contrastada



387

mediante ensayos “In-Situ” realizados en el baricentro de los taladros

ejecutados.

Este campo de pruebas ha sido realizado “in situ” por el autor de esta

investigación, durante los trabajos de asesoría que Geotecnia y Cimientos S.A.

(GEOCISA) realiza para DRAGADOS INDUSTRIAL (Contratista General), en el

proyecto “Reconfiguración de la Refinería Lázaro Cárdenas de Río, en

Minatitlán (Estado de Veracruz), México”.

VI – 2 CAMPO DE PRUEBAS El campo de pruebas es una zona localizada dentro del emplazamiento a tratar

o adyacente a él, en donde se perforarán e inyectarán los primeros taladros del

tratamiento, con el objetivo de verificar las hipótesis de partida de diseño del

tratamiento, y además, calibrar los parámetros de ejecución.

Este campo debe cumplir una serie de requisitos, los cuales se nombran a

continuación:

a) Debe ser un lugar representativo del resto de la zona a tratar en cuanto

a las propiedades geotécnicas del terreno. Lo anterior significa, que se

puedan extrapolar los resultados obtenidos en éste al resto de la zona a

tratar.

b) El lugar debe estar bien caracterizado en lo referente a las propiedades

del terreno, estratigrafía y profundidad del nivel freático, entre otros.

c) En la localización específica del campo de pruebas, debe haberse

realizado algún tipo de reconocimiento puntual (ensayos de penetración

estándar, ensayo de penetración estática, entre otros), de tal forma, que

los resultados de dichos ensayos sirvan de referencia para la

comparación entre el estado inicial del suelo en la zona del campo de

pruebas y el estado final del mismo después del tratamiento.



388

d) Esta zona debe permitir la entrada, circulación y operación de los

equipos de inyección, excavación y de reconocimiento.

e) En caso de ser necesario, el lugar deber permitir las operaciones de

extracción de los elementos que se forman en los taladros inyectados.

VI-3 PRUEBAS DE CAMPO EN EL PROYECTO “RECONFIGURACIÓN DE LA REFINERÍA GENERAL LÁZARO CÁRDENAS” EN MINATITLÁN, VERACRUZ MÉXICO

En un emplazamiento localizado al sureste de la ciudad de Minatitlán, en el

estado de Veracruz (México), se está construyendo en el momento de

redacción de este trabajo de investigación, el proyecto de “Reconfiguración de

la Refinería Gral. Lázaro Cárdenas” (Figura 1).

El proyecto mencionado comprende la construcción de nueve plantas de

proceso nuevas, todas ellas articuladas para incrementar la capacidad

instalada de procesamiento en la refinería.

Para materializar el proyecto, se requirió la urbanización de un total de 72

hectáreas de terreno hacia la única dirección de posible expansión de la

propia refinería, que se encuentra limitada al oriente y al norte por la zona

urbana de Minatitlán y al sur por el río Cuátzacoalcos (Fotos VI-1 y VI-2).

El subsuelo en el sitio corresponde a la secuencia estratigráfica típica de las

llanuras de inundación de los ríos seniles divagantes de la vertiente del golfo de

México, presentando una alternancia de arcillas blandas a muy blandas (con

porcentajes variables de materia orgánica), con arenas más o menos finas de

compacidad suelta a media. Los estratos más competentes se encuentran a

profundidades superiores a los 25 m y, eventualmente, a profundidades

superiores a los 40 m, con registros de número de golpes en la prueba de

penetración estándar (SPT) superiores a 50.



389

Figura VI-1 Localización del proyecto “Reconfiguración Refinería Lázaro Cárdenas del

Rio, en Minatitlán (Veracruz), México”.

Foto VI-1 Vista aérea de la ciudad de Minatitlán, la refinería existente y la zona de la

futura ampliación.

Zona de futura ampliación



390

Foto VI-2 Vista aérea de la zona de la ampliación de la refinería.

En esta secuencia estratigráfica se identifican dos rasgos fundamentales: El

primero se refiere a la presencia de depósitos de espesor muy variable de

arenas finas, calificadas como potencialmente licuables, en dos horizontes

asociados a diferentes momentos de deposición: el primero correspondiente al

relleno natural de la laguna marginal, coincidiendo con escurrimientos

predominantes de arenas finas uniformes, con frecuentes intercalaciones de

arcillas blandas a muy blandas, y el segundo y más superficial, constituido por

Zona de futura ampliación



391

arenas finas uniformes obtenidas del fondo del río en una operación de

dragado. El segundo rasgo corresponde a la existencia de depósitos potentes

de arcillas blandas a muy blandas con alto contenido de materia orgánica,

asociados también al proceso secular de asolvamiento de la laguna marginal.

En este orden de ideas, los problemas geotécnicos identificados en el sitio,

donde se desarrolla el proyecto se resumen en:

a) Estratos de arenas finas sueltas, calificadas como potencialmente

licuables, localizadas en dos horizontes definidos. Los estratos

superficiales, potencialmente licuables, se localizan hasta una

profundidad máxima de 8 m, mientras que los profundos

aparecen a partir de los 10 m y nunca superan los 20 m de

profundidad.

b) Capas de arcillas blandas y muy blandas con alto contenido de

materia orgánica y muy compresibles.

Dentro del proceso de diseño de este proyecto, quien suscribe este trabajo de

investigación, tuvo la oportunidad de participar en el diseño, control y

validación de los tratamientos para mitigar el potencial de licuación en tres de

las nueve plantas (unidades) a construir, las cuales se detallan a continuación:

- Unidad Combinada.

- Unidad Catalítica.

- Unidad Hidrodesulfuradora de Diesel.

Los tratamientos diseñados y llevados a cabo, han consistido en una

compactación dinámica en los estratos superiores e inyecciones de

compactación para los estratos profundos.

Dentro de los trabajos de inyecciones de compactación, quien redacta esta

Tesis ha tenido la oportunidad de realizar una serie de pruebas y ensayos,



392

convencionales y especiales (estos últimos, específicamente en la Unidad

Hidrodesulfuradora Diesel), cuyos resultados han permitido validar el

procedimiento de diseño planteado en esta investigación (Capítulo V). Además,

estas pruebas han permitido establecer unos criterios en cuanto al diseño de

este tipo de tratamiento, que constituyen otro aporte de esta investigación.

VI-3-1 Ensayo de pérdida de carga en las tuberías durante el proceso de

inyección En el Capítulo V (apartado 13) se comentó que las presiones de inyección

estimadas a partir del método de diseño propuesto en esta investigación,

corresponden a la interfaz mortero – terreno, es decir, que estas presiones no

corresponden a las registradas en los puntos de control del tratamiento. Debido

a esto, era una necesidad poder evaluar la pérdida de presión experimentada

en las tuberías de conducción, en su trayectoria desde el equipo de bombeo

hasta el punto de inyección, con la finalidad de correlacionar los parámetros

obtenidos con el nuevo método de diseño y los registros del equipo de bombeo.

En la revisión bibliográfica realizada, no se han encontrado expresiones, ni

parámetros que relacionen la perdida de carga (presión) con la distancia a la

bomba, para los morteros típicos de este tipo de tratamiento.

Con el objetivo de establecer un orden de magnitud de las pérdidas de carga,

se han realizado ensayos de campo, que permiten establecer de manera

aproximada los valores de los coeficientes de fricción en las tuberías de goma

(mangueras) y acero, utilizadas normalmente en este tipo de tratamiento para

bombear el mortero.

Hay que resaltar que los valores de los coeficientes de fricción obtenidos

representan un orden de magnitud, debido a que el mortero es un fluido no

newtoniano y reológico. A causa de esto, dichos valores podrían variar en



393

función de los materiales que lo componen, el cono del mismo, el estado de las

tuberías y la temperatura.

Las pruebas realizadas han consistido, en hacer circular mortero por un

sistema de mangueras y tuberías controladas mediante manómetros (Figura

VI-2). Los componentes utilizados han sido: un camión hormigonera con

capacidad de 6 m3 de mortero, una bomba de pistón capaz de alcanzar

presiones de hasta 100 kg/cm2, dos tramos de tuberías de acero de 4” (101.6

mm) de diámetro interior y 21 m de longitud cada uno (tramos A y D de la

figura), dos tramos de manguera de goma de 3” (76.2 mm) de diámetro interior

y 18 m de longitud cada uno (tramos B y C), 3 manómetros de glicerina

(puntos 1, 2 y 3) y piezas de transición de 3” a 4” de 1 m de longitud (puntos 2

y 4). Las tuberías se han colocado en la superficie horizontal del terreno y el

mortero bombeado, a la salida de la misma (punto 5), ha sido recogido y

llevado a vertedero.

Figura VI-2 Esquema ensayo de pérdida de presión (carga).

El mortero utilizado tenía un cono de 4.5 cm (Foto VI-3) y una resistencia

característica, a los 28 días, de 30 kg/cm2. La arena utilizada cumplía con las

especificaciones de granulometría (Figura VI-3), las tuberías y mangueras se

encontraban en excelentes condiciones. Durante el bombeo se mantuvo un

caudal constante de inyección de 55 litros/min, el cual es el habitual en este

tipo de tratamientos.



394

Para obtener una resistencia a la compresión simple de 30 kg/cm2, se ha

utilizado el siguiente diseño de mezcla (expresado en porcentaje de peso):

- Cemento : 7%

- Arena : 80%

- Agua : 12%

- Bentonita : 1%

Figura VI-3 Curva granulométrica de la arena empleada en la prueba de pérdida de

presión y el huso granulométrico especificado para este tipo de

tratamiento (según Bandimere, 1997).

La temperatura era de 29º Celsius y la humedad ambiental del 70%.

Con el esquema anteriormente descrito e ilustrado con las fotos VI- 4, VI-5 y

VI-6, se iniciaron varios ciclos de bombeo del mortero a través de las tuberías,

con la toma continua de datos. Los resultados obtenidos, se especifican en la

misma Figura VI-2 y se detallan a continuación:

- Presión media medida a la salida de la bomba: 20.3 kg/cm2.

Límite Superior

Límite Inferior Abertura tamiz (mm)

Arena Mortero



395

316

2

2320

2

.

.2..

φπ

η qlh =∆

- Presión media medida en el segundo manómetro, localizado

al final del primer tramo con tubería de acero (21m): 14.7

kg/cm2.

- Presión media medida en el tercer manómetro, localizado al

final del primer tramo con manguera de goma (de 18 m de

longitud) : 7 kg/cm2.

Foto VI-3 Prueba de control del mortero (cono de Abrams de 4.5 cm).

Con el objetivo se estimar los coeficientes de fricción para cada uno de los

materiales empleados y las condiciones existentes en los mismos, se ha

utilizado la formula de Manning, escrita en función del caudal, el diámetro de la

tubería, coeficiente de fricción y las pérdidas de carga, medidas a partir de los

diferentes manómetros:

Ec. VI-1



396

Foto VI- 4 Camión hormiguera y bomba utilizada en el ensayo.

Foto VI-5 Tuberías de acero utilizada en los ensayos.



397

2320

316

2

.2.

..

ql

h φπη ∆=

Foto VI-6 Tuberías de acero y mangueras de gomas utilizadas en los ensayos.

Siendo:

h∆ = Pérdida de carga en metros columnas de mortero.

l = Longitud de la tubería en m.

η = Coeficiente de fricción (adimensional).

q = Caudal en m3/seg.

φ = Diámetro de la tubería en m.

Despejando el coeficiente de fricción (η ) en la Ec. VI-1, se obtiene:

Ec. VI-2.

Convirtiendo las pérdidas carga (presiones) obtenidas en alturas

piezométricas (metros columnas de mortero, para un peso específico del



398

mismo de 2.4 ton/m3) y despreciando las perdidas localizadas en las piezas de

transición de un diámetro a otro (debido a la baja velocidad de inyección y el

carácter gradual en que se produce el cambio de sección), se determinaron

los coeficientes de fricción, para cada uno de los materiales, de las tuberías

utilizadas.

De acuerdo con el procedimiento descrito anteriormente se han obtenido unos

coeficientes de fricción (η ) de 0.88 para la tubería de acero y de 0.56 para la

tubería de goma. Tomando en cuenta los diferentes diámetros de las tuberías,

se puede concluir que en la tubería de acero (diámetro de 4”) se produce una

pérdida de carga de aproximadamente 41 de bar por metro de tubería,

mientras que la manguera de goma (diámetro de 3”) se produce una pérdida

de 21 bar por metro de manguera.

VI-3-2 Ejecución, excavación y extracción de taladros de prueba Con el objetivo de verificar los resultados teóricos del nuevo método de diseño

(propuesto en esta investigación), se llevó a cabo la inyección de unos

taladros en la zona de prueba, para su posterior extracción.

Para esta finalidad se seleccionó un emplazamiento, cuya localización se

encuentra señalada en la Figuras VI-4 y VI-5. Debido a que en dicha zona, se

localizaba el mayor espesor de la capa de arenas flojas superficiales (unos 8

m), lo cual permitía realizar los taladros sin riesgo de producir levantamientos

en la superficie, hecho que podría reducir la efectividad de la inyección. Al

mismo tiempo, los 8 m representaba la profundidad límite en que se podría

excavar con medios mecánicos convencionales (retroexcavadora) disponible

en la obra.



399

El terreno existente en la zona donde se ejecutaron los taladros, se ha

caracterizado a partir de una campaña geotécnica previa. En la Figura VI-6, se

muestra el perfil estratigráfico correspondiente al sondeo S-1, realizado en el

área del campo de pruebas y en el misma figura se señala la zona donde se

han inyectado y excavados los taladros de prueba.

Figura VI-4 Localización en planta del Campo de Pruebas.

Con el objetivo de facilitar la ejecución y extracción de los taladros inyectados

(limitado por el alcance de los equipos de excavación disponibles), se optó por

realizar la inyección en el estrato arenoso, localizado a una profundidad entre

6 y 8m, a pesar de que el tratamiento con inyecciones de compactación se

había previsto para tratar las arenas profundas (tratándose las arenas

superficiales mediante compactación dinámica, posteriormente a la ejecución

de esta prueba).

Zona Campo de Prueba



400

Figura VI-5 Detalle en planta del Campo de Pruebas.

La descripción geotécnica del estrato inyectado, definido a partir de la campaña

geotécnica realizada (que incluye el sondeo comentado previamente), presenta

este estrato como arena fina color gris, de compacidad muy suelta a compacta,

con un golpeo en el ensayo de penetración estándar (SPT) que oscila entre 3 y

20, y un contenido de finos entre el 9 y el 20%. Durante la ejecución del taladro,

el nivel freático se localizó a 2m de profundidad.

El mortero empleado en esta prueba, ha sido el mismo que el utilizado para el

ensayo de pérdida de carga (Foto VI-3), por lo cual las especificaciones del

mismo y sus componentes se encuentran descritos en el apartado VI-3-1.



401

SONDEO S-1.

Figura VI-6 Registro sondeo S-1

1

3,4

7,9

4,1

9,2

5,6

Arena fina, color café y gris, de compacidad media a densa.

7,9

12

21,2

26,8

30,2

Arena fina, color café y gris, de compacidad suelta a media.

Arcilla color gris y café de alta plasticidad, de consistencia blanda a muy blanda


Arcilla gris de alta plasticidad y consistencia media

Granulo.% Paso

# 10

# 40

# 20

0

1-20-15-1 55SPT 28-28,6 1-20-14-1 50

SPT 27,4-28 1-20-14-1 35SPT 26,8-27,4 1-20-13-1 70SPT 26,2-26,8 1-20-8-1 89

SPT 25,6-26,2 1-10-6-1 89SPT 25-25,6 1-6-6-1 89

SPT 24,4-25 1-4-3-1 95SPT 23,8-24,4 1-5-4-1 95SPT 23,2-23,8 1-5-4-1 88

SPT 22,6-23,2 1-4-4-1 88SPT 22-22,6 1-4-4-1 90SPT 21,4-22 1-4-4-1 85

SPT 20,8-21,4 1-6-3-1 45SPT 20,2-20,8 1-10-11-1 24SPT 19,6-20,2 1-12-12-1 30SPT 19-19,6 1-20-6-1 35

SPT 18,4-19 1-20-14-1 23SPT 17,8-18,4 1-4-4-1 24SPT 17,2-17,8 1-3-4-1 44

SPT 16,6-17,2 1-4-4-1 24SPT 16-16,6 1-8-7-1 30

SPT 15,4-16 1-4-3-1 29SPT 14,8-15,4 1-4-3-1 32SPT 14,2-14,8 1-2-2-1 24

SPT 13,6-14,2 1-2-3-1 27SPT 13-13,6 1-2-3-1 29SPT 12,4-13 1-4-3-1 16

SPT 11,8-12,4 1-3-3-1 13SPT 11,2-11,8 1-4-3-1 90SPT 10,6-11,2 1-2-3-1 75STP 10-10,6 1-2-2-1 86

SPT 9,4-10 1-4-4-1 85

SPT 7,8-8,4 1-3-3-1 90

SPT 7,2-7,8 1-7-7-1 22SPT 6,6-7,2 1-6-7-1 24SPT 6-6,6 1-4-5-1 27SPT 5,4-6 1-10-10-1 9

SPT 4,8-5,4 1-12-12-1 15SPT 4,2-4,8 1-12-13-1 11

SPT 3,6-4,2 1-4-1-1 19SPT 3-3,6 1-12-12-1 23SPT 2,4-3 1-17-18-1 30

SPT 1,8-2,4 1-4-4-1 25SPT 1,2-1,8 1-5-6-1 14

17

Rec

uper

ació

n (%

)

SPT

20 40 60 10 501

Prof

undi

dad

infe

rior (

m)

27,0

30,0

15,0

18,0

21,0

24,0

12,0

Prof

undi

dad

(m)

9,0

Rev

estim

ient

o

Niv

el d

e ag

ua

Cor

te li

toló

gico

0,0

Tipo

de

perfo

raci

ón

3,0

6,0

Descripción litológica

Not

as (#

)

SPT 28,6-29,2

80

Muestras/Ensayos

Tipo

Inte

rval

o (m

)

Res

ulta

dos

Espe

sor (

m)

SPT

SPT 0,6-1,2

0-0,6 1-2-2-1

1-2-3-1

21

Zona inyectada y excavada



402

El procedimiento seguido para la ejecución de cada unos de los taladros ha

consistido en:

- Se colocó la perforadora (Foto VI-7) en el emplazamiento

fijado, verificando que el mástil se encontraba en posición

vertical.

- Se colocó una tubería de 6” (152.4 mm) de diámetro exterior y

4.5” (114.3 mm) interior, mediante una hinca por vibración y

una puntaza perdida en la punta del taladro, hasta 8m de

profundidad. Mediante este procedimiento de perforación se

induce una muy leve mejora al terreno (antes de iniciar el

tratamiento), por el desplazamiento lateral producido durante

la hinca.

- Inicio del proceso de inyección (utilizando la misma tubería de

perforación como tubería de inyección), de manera

ascendente y en tramos de 0.50m.

- Los criterios de cese de inyección han sido por presión (no

alcanzar una presión superior a 40 kg/cm2 en la bomba) y

volumen. En este último se han fijado umbrales variables, es

decir 150 litros por cada fase (0.50 m de longitud) de 8 a 7 m

de profundidad, 100 litros entre 6.5 y 7 m, y 60 litros entre 6 y

6.5 m de profundidad. Todo esto último, con el objetivo de

estudiar la sensibilidad al parámetro “volumen”. Durante todo

el proceso, se llevó a cabo un control continuo de presiones y

volúmenes.

- Se finalizó el proceso de inyección a una profundidad de 6m.

Es decir, se ha inyectado y controlado un tramo de 2m (de 6 a

8m de profundidad).

- Se dejó un plazo de 4 días antes de excavar y extraer el

taladro inyectado.



403

Los componentes del sistema de inyección utilizados en esta prueba han sido

los mismos que los empleados en la prueba de pérdida de carga (presión). No

obstante, la distribución de las conducciones entre la bomba y el punto de

inyección ha sido diferente, disponiéndose de la siguiente manera:

- Tramo 1: Tubería de acero de 4” (101.6 mm) de diámetro

interior y 21 m de longitud.

- Tramo 2: Manguera de goma de 3” (76.2 mm) de diámetro


- Tramo 3: Tubería de acero de 3.5” (88.9 mm) de diámetro

interno y 4 m de longitud.

- Tramo 4: Manguera de goma de 3” (76.2 mm) de diámetro


- Tramo 5: Tubería de perforación e inyección de 4.5” (114.3

mm) de diámetro interior y 19 m de longitud. Este tramo, es

parte del mástil del equipo (no es desmontable por partes) y la

altura en que se conecta el mismo con la tubería de goma es

variable, según la profundidad en que se realiza la inyección.

- Todos estos tramos se encuentran controlados por 2

manómetros de glicerina, localizados en la salida de la bomba

y al final del segundo tramo de tubería de acero.

- Las diferentes conexiones entre tuberías de diferentes

diámetros, se han realizado de manera gradual y los codos

utilizados han sido de amplio radio, de tal forma que no se

produzcan obstrucciones y que las pérdidas de cargas sean

mínimas (debido a la baja velocidad de inyección).

Durante el proceso de ejecución de las pruebas, los ceses de inyección fueron

por volumen en todas las fases, a excepción de la primera fase en donde se

cumplieron simultáneamente los criterios de presión y volumen; lo cual es

coherente tomando en cuenta que el tipo de terreno era arena suelta. En los

dos primeros tramos inyectados (de 7 a 8m de profundidad), se alcanzaron las



404

presiones máximas (medidas en la salida de la bomba), cercanas a los 40

kg/cm2, mientras que en los dos restantes la misma se mantuvo en valores

inferiores. En el manómetro instalado al final del tramo de 3.5” de diámetro

(88.9 mm), se registraron presiones en torno a la mitad de las registradas en la

bomba.

Foto VI-7 Equipo utilizado para la perforación e inyección de mortero.

Las columnas se excavaron mediante una retroexcavadora, una vez

transcurrido el tiempo de fraguado establecido (4 días). Por limitaciones de la

maquinaria utilizada, solo fue posible recuperar 1.50 m de los 2 m inyectados



405

en todos los taladros. No obstante, se pudo observar que los tramos de 0.50

m, no extraídos, eran sensiblemente parecido al tramo inmediatamente

superior.

Los resultados obtenidos en el taladro seleccionado como representativo, se

ilustran en las Fotos VI-8, VI-9 y VI-10, en las cuales se pueden observar el

tramo inyectado del taladro, posterior a su excavación.

Foto VI-8 Bulbos de mortero obtenido en el taladro excavado.



406

Foto VI-9 Bulbos de mortero del taladro inyectado.

Foto VI-10 Bulbo de mortero excavado (diámetro medio de 60 cm) correspondiente al tramo inyectado entre 7 - 7.5 m.



407

Los bulbos, una vez excavados, fueron identificados y medidos. Obteniéndose

los siguientes diámetros medios:

- 60 cm, en el tramo localizado entre 7-7.5 m, en donde previo

a la ejecución de la inyección se había registrado un golpeo

en el ensayo SPT de 14 y un contenido de finos del 22%.

- 46 cm, en el tramo localizado entre 6.5-7 m, en donde antes

de la ejecución de la inyección se había registrado un golpeo


- 40 cm, en el tramo localizado entre 6-6.5 m, en donde antes

de la ejecución de la inyección se había registrado un golpeo


Estos diámetros crecientes con la profundidad se deben al hecho de que, en

esta prueba, las admisiones de mortero fueron incrementadas a los valores

comentados previamente.

Se pudo observar que la forma de los bulbos es irregular, siendo más notoria

en el tramo donde la admisión ha sido mayor.

En cuanto a las presiones registradas, se ha llevado a cabo un análisis de las

mismas, evaluando las pérdidas de carga registradas en los diferentes tramos,

para el caso específico del tramo de inyección localizado entre 7 y 8 m de

profundidad. Para este objetivo, se han utilizando los coeficientes de fricción

determinados en el apartado anterior (VI-3-1), el caudal de inyección

(mantenido constante en 55 litros/min), la presión máxima medida en la bomba

(40 kg/cm2, es decir 166.67 metros columna de mortero), las longitudes y

diámetros de los distintos tramos, además de los distintos desniveles entre la

bomba, el mástil de la perforadora y el punto de inyección. A partir de la

ecuación VI-1, se estimaron las pérdidas de carga de cada uno de los tramos,

las cuales se detallan a continuación:

- Tramo 1: 28 metro columna de mortero (mcm).



408

- Tramo 2: 45 mcm.

- Tramo 3: 11 mcm.

- Tramo 4: 45 mcm.

- Tramo 5: 13.5 mcm.

- Dada la baja velocidad de inyección y el carácter gradual en

que se producen los cambios de sección entre tuberías, se

han despreciado las perdidas localizadas en la transición del

sistema.

Tomando en cuenta el desnivel existente entre el mástil de la perforadora y el

terreno natural (11m, en el caso de la inyección a 8m de profundidad), y

además de la densidad del mortero, se llega a conclusión que se obtiene una

presión en el punto de inyección de 43.5 mcm (es decir, en torno a los 10.5

kg/cm2) y en torno a 83 mcm (unos 20 kg/cm2) en manómetro colocado al final

del tramo 3.

Los valores obtenidos son del mismo orden de magnitud de los estimados

utilizando los ábacos de diseño propuesto en el Capítulo V de esta

investigación, para una profundidad del nivel freático de 2m (Figuras VI-7 y VI-

8).

En base a las figuras anteriores, para un nivel freático a 2m de profundidad y

una profundidad de inyección de 6, 7 y 8 m, se podría predecir en un diseño

previo del tratamiento, una cavidad del mortero (bulbo) con radió medio en

torno a 0.25 m, siendo necesario aplicar una presión para alcanzar este radio

entre 8.5 y 9.3 kg/cm2 (para valores del esfuerzo efectivo medio del terreno

“q´” de 42 a 52 kN/m2, estimado a partir de γ= 17.5 kN/m2). Estos valores son

del mismo orden de magnitud que los obtenidos en las pruebas, tomando en

cuenta las simplificaciones realizadas. Lo anterior validaría, en estos aspectos,

los ábacos de diseño propuestos.



409

Figura VI-7 Radio de la cavidad expandida en función de la profundidad determinado

a partir de los ábacos de diseño del Capítulo V.

Figura VI-8 Presión/“q´” en función de la profundidad determinado a partir de los

ábacos de diseño del Capitulo V.

Radio Vs Prof. (m)

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Rad

io (m

)

NF 2m

NF 5m

NF 10m

NF 15m

NF 20m


0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Pres

ión

/q´

Densas NF 2m

Densas NF 5m

Densas NF 10m

Densas NF 15m

Densas NF 20m



410

VI-3-3 Campo de pruebas En los dos apartados anteriores, se han estudiado las pérdidas de carga

esperables en una conducción, cuando se bombea mortero para realizar un

tratamiento con inyecciones de compactación, además se ha estudiado y

contrastado la relación existente entre el volumen y la presión de inyección,

validando en estos aspectos el método de diseño propuesto en esta

investigación, quedando pendiente por verificar de la separación óptima entre

taladros, a lo cual se dedican los párrafos siguientes.

Con el objetivo de verificar la eficacia de un tratamiento, diseñado con este

nuevo método, se realizó un campo de pruebas (compuesto por 55 taladros)

previo al inicio del tratamiento masivo con inyecciones de compactación

previsto en esta obra. Este campo de pruebas se localizaba en una zona

próxima al lugar donde se ejecutaron y extrajeron los taladros descritos en el

apartado anterior. Las propiedades del terreno previo a la ejecución del campo

de pruebas son las descritas en el Sondeo 1 (Figura VI-9), con la salvedad que

el tramo tratado (con inyecciones) se localizaba entre 12 y 18 m de

profundidad.

En el campo de pruebas, el estrato inyectado se ha definido a partir del Sondeo

1 (Figura VI-9), está constituido por arenas finas de compacidad suelta a media

y se localiza entre 12 y 18 m de profundidad. Los golpeos en la prueba de

penetración estándar (SPT) varían entre 4 y 8 golpes, y los contenidos de finos

entre 13 y 32%.

El estudio de peligrosidad sísmica realizado en la zona, determinó que para un

período de retorno de 500 años, el sismo esperable sería de magnitud 6.5 en la

escala de Richter, el cual estaría acompañado por una aceleración máxima en

la superficie del terreno de 0.3 g.



411

SONDEO S-1.

Figura VI-9 Registro del sondeo S-1, señalando la zona de inyección.

En el estudio de licuación llevado a cabo, con la información de partida

aportada por el estudio de peligrosidad sísmica y realizado previo al

tratamiento, se determinó que existía una muy alta probabilidad de producirse

licuación (ver análisis de licuación adjunto en Anejo VI-1), ante las acciones

1

3,4

7,9

4,1

9,2

5,6


7,9

12

21,2

26,8

30,2





Granulo.% Paso

# 10

# 40

# 20

0

1-20-15-1 55SPT 28-28,6 1-20-14-1 50

SPT 27,4-28 1-20-14-1 35SPT 26,8-27,4 1-20-13-1 70SPT 26,2-26,8 1-20-8-1 89

SPT 25,6-26,2 1-10-6-1 89SPT 25-25,6 1-6-6-1 89

SPT 24,4-25 1-4-3-1 95SPT 23,8-24,4 1-5-4-1 95SPT 23,2-23,8 1-5-4-1 88

SPT 22,6-23,2 1-4-4-1 88SPT 22-22,6 1-4-4-1 90SPT 21,4-22 1-4-4-1 85

SPT 20,8-21,4 1-6-3-1 45SPT 20,2-20,8 1-10-11-1 24SPT 19,6-20,2 1-12-12-1 30SPT 19-19,6 1-20-6-1 35

SPT 18,4-19 1-20-14-1 23SPT 17,8-18,4 1-4-4-1 24SPT 17,2-17,8 1-3-4-1 44

SPT 16,6-17,2 1-4-4-1 24SPT 16-16,6 1-8-7-1 30

SPT 15,4-16 1-4-3-1 29SPT 14,8-15,4 1-4-3-1 32SPT 14,2-14,8 1-2-2-1 24

SPT 13,6-14,2 1-2-3-1 27SPT 13-13,6 1-2-3-1 29SPT 12,4-13 1-4-3-1 16

SPT 11,8-12,4 1-3-3-1 13SPT 11,2-11,8 1-4-3-1 90SPT 10,6-11,2 1-2-3-1 75STP 10-10,6 1-2-2-1 86

SPT 9,4-10 1-4-4-1 85

SPT 7,8-8,4 1-3-3-1 90

SPT 7,2-7,8 1-7-7-1 22SPT 6,6-7,2 1-6-7-1 24SPT 6-6,6 1-4-5-1 27SPT 5,4-6 1-10-10-1 9

SPT 4,8-5,4 1-12-12-1 15SPT 4,2-4,8 1-12-13-1 11

SPT 3,6-4,2 1-4-1-1 19SPT 3-3,6 1-12-12-1 23SPT 2,4-3 1-17-18-1 30

SPT 1,8-2,4 1-4-4-1 25SPT 1,2-1,8 1-5-6-1 14

17

Rec

uper

ació

n (%

)

SPT

20 40 60 10 501

Prof

undi

dad

infe

rior (

m)

27,0

30,0

15,0

18,0

21,0

24,0

12,0

Prof

undi

dad

(m)

9,0

Rev

estim

ient

o

Niv

el d

e ag

ua

Cor

te li

toló

gico

0,0

Tipo

de

perfo

raci

ón

3,0

6,0


Not

as (#

)

SPT 28,6-29,2

80

Muestras/Ensayos

Tipo

Inte

rval

o (m

)

Res

ulta

dos

Espe

sor (

m)

SPT

SPT 0,6-1,2

0-0,6 1-2-2-1

1-2-3-1

21

Zona tratada con inyecciones de compactación (12 a 18 m)



412

sísmicas de diseño, en el estrato de arena señalado anteriormente (localizado

entre 12 y 18 m de profundidad). Por lo tanto, el tratamiento a llevar a cabo

(con inyecciones de compactación) tendría como objetivo mitigar el peligro de

licuación.

El diseño del tratamiento se realizó aplicando los ábacos de diseño propuestos

en esta investigación y se encuentra adjunto en el Anejo VI-2. De acuerdo con

éstos, los taladros se dispusieron en una malla triangular de 1.80 m de lado y el

volumen de inyección se estableció en 0.20 m3/m (es decir, 200 litros por

metro), incluyendo el factor de eficacia.

Para la ejecución del tratamiento se ha empleado un mortero con las mismas

características que el utilizado en el ensayo de pérdida de carga y en el taladro

inyectado y posteriormente excavado.

Para la perforación e inyección del mortero, se ha utilizado el mismo equipo

empleado en los ensayos descritos en los dos apartados previos y la

configuración del mismo coincide con la empleada en los ensayos de

inyección y extracción de los taladros de mortero.

La inyección del mortero se efectuó en fases ascendentes, retirando la tubería

de inyección por tramos de 0.5 m. Al igual que en el apartado anterior, se ha

utilizado la misma tubería para la perforación y la inyección.

El caudal de inyección se limitó a 55 litros/minuto, interrumpiéndose la

inyección (en cada tramo de 0.5 m), cuando se presentó una de las

condiciones siguientes:

• La presión de inyección fuese mayor o igual que 40 kg/cm2.

• El volumen de mortero inyectado superó los 200 litros/metro.



413

Una vez concluido el campo de pruebas, se ejecutaron los ensayos

verificatorios del tratamiento, los cuales consistieron en 2 ensayos de

penetración estándar (SPT) y un ensayo de penetración estática (CPT).

En los perfiles estratigráficos de los sondeos, donde se realizaron los ensayos

de SPT, se puede observar dentro del estrato tratado la existencia de una capa

de arena fina, con algunos lentejones de arcillas y limos de manera localizada.

Tanto estos registros, como el obtenido del ensayo CPT se adjuntan en el

Anejo VI-3.

Con estos datos, se ha llevado a cabo un nuevo análisis de licuación, para el

cual se ha utilizado el método basado en el ensayo SPT, propuesto por Seed y

otros (1982 y 1985), de acuerdo con los requerimientos del “Marco de

Referencia Geotécnico del Proyecto”. En el caso del ensayo de CPT, las

resistencias por punta registradas en el cono (en tramos de 0.60m) se han

convertido en golpeos equivalentes de SPT, mediante la relación qc/NSPT = 3,

para un tamaño medio del grano (D50) en torno a 0.1mm (Ver curvas

granulométricas adjuntas en el Anejo VI-1 y Figura II-40, propuesta por Seed y

De Alba, 1986). Debido a que en este último ensayo no proporciona datos

sobre el contenido de finos, necesarios para poder aplicar el método de Seed,

se decidió asignar a cada tramo de 60 cm, el contenido de finos

correspondiente a esa profundidad en el ensayo SPT más cercano (SPTV-1),

localizado a menos de 2m de distancia.

Los criterios establecidos para descartar el riesgo de licuación han sido los

siguientes:

• La existencia de un factor de seguridad mayor o igual a 1.30, con el se

considera una probabilidad de que se presentase el fenómeno de

licuación inferior al 15%.



414

• Una densidad relativa, determinada mediante la expresión 1.16 NDr =

(Meyerhof, 1957), del estrato estudiado superior al 70%.

• Contenido de finos mayor al 40%.

• Un golpeo normalizado N1 mayor a:

- 30 golpes, en arenas limpias, con un contenido de finos inferior

al 5%.

- 28 golpes, en arenas con un contenido de finos en torno al

15%. Este valor límite del golpeo disminuye a medida que el

contenido de finos aumenta y se acerca al límite superior del

35%.

- 22 golpes, en arenas con un contenido de finos en torno al

35%.

Estas condiciones se deben a que la curva que separa los suelos

licuables de los no licuables, está definida por una función racional válida

para este rango de valores.

Debido a lo comentado anteriormente, cuando en un determinado estrato se

obtengan valores de SPT, contenido de finos y densidades relativas superiores

a los anteriormente señalados, se considerará como no susceptible de sufrir

licuación.

Los resultados del análisis de licuación, antes y después del tratamiento, se

encuentran adjuntos en el Anejo VI-3. En la Tabla VI-2, se resumen los

resultados obtenidos y los criterios empleados para dictaminar la vulnerabilidad

frente a la licuación. En la Tabla VI-3 se hace una comparativa de los

resultados obtenidos.

Con relación a estos resultados es importante señalar los siguientes aspectos:

• Los perfiles estratigráficos de los sondeos realizados posteriores al

tratamiento, coinciden prácticamente con el existente en el Sondeo 1, a



415

excepción de unas capas de arenas limoarcillosas puntuales y de poco

espesor.

• Las inyecciones de compactación han tenido mayor efectividad en

aquellos estratos con menor contenido de finos. Esto confirma lo

expuesto en el Capítulo V de esta investigación, en donde se exponía

que las inyecciones de compactación son más efectivas en aquellos

terrenos en donde el contenido de finos era bajo o nulo.

• El terreno, antes del tratamiento, presentaba densidades relativas muy

bajas (entre 30 al 50%). Después del tratamiento, se ha llegado a

obtener incrementos en las densidades relativas de entre 1.5 y 2 veces

las densidades relativas iniciales.

• Antes del tratamiento, existía claramente riesgo de licuación (ver

resultados obtenidos para el Sondeo S-1). Los factores de seguridad, en

los estratos localizados entre 12 y 16 m, oscilaban entre 0.27 y 0.95.

• La evaluación del potencial de licuación posterior al tratamiento revela

que se ha producido una mitigación total del potencial de licuación

existente previo al tratamiento. Los criterios utilizados para dictaminar el

éxito del tratamiento se encuentran señalados en la tabla resumen,

coincidiendo estos con los expuestos previamente en este apartado.

• El incremento registrado en los golpeos ha sido muy importante,

registrándose incrementos de hasta 2000% (ver Tabla VI-3). En dicha

tabla se puede observar que los incrementos obtenidos han sido

mayores a medida que el contenido de finos ha sido menor.

• Los aspectos anteriormente señalados muestran que el tratamiento

realizado ha sido exitoso, cumpliendo todos los objetivos establecidos.



416

• Con base en los argumentos expuestos, se puede concluir que con la

separación de taladros, establecida a partir del nuevo método de diseño

de inyección de compactación, propuesto en esta investigación, se

cumplieron satisfactoriamente los objetivos fijados y por lo tanto, estos

resultados validan la metodología propuesta.



417

Sondeo S-1 Ensayo SPT-1

Prof. N (60) N1 (60) Dr C.F. F.S. Comentario Prof. N (60) N1 (60) Dr C.F. F.S. Comentariom % % m % %

12,2 2 2 23 13 0,27 Licuable por factor de seguridady densidad relativa 12,1 41 41 >99 29 1,35 No licuable por número de

golpes y densidad relativa

12,8 4 4 32 16 0,37 Licuable por factor de seguridady densidad relativa 12,7 18 18 67 71 10,14 No licuable por contenidos de

finos.

13,4 7 7 42 29 0,61 Licuable por factor de seguridady densidad relativa 13,3 33 32 90 38 0,88 No licuable por número de


14 7 7 42 27 0,58 Licuable por factor de seguridady densidad relativa 13,9 16 15 62 69 1,84 No licuable por contenidos de

finos.

14,6 15 14 62 24 0,95 Licuable por factor de seguridady densidad relativa 14,5 28 26 81 19 2,64 No licuable por factor de

seguridad y densidad relativa.

15,2 8 7 45 32 0,68 Licuable por factor de seguridady densidad relativa 15,1 37 34 93 36 1,12 No licuable por número de


15,8 7 6 42 29 0,61 Licuable por factor de seguridady densidad relativa 15,7 20 18 68 38 1,59 No licuable por factor de

seguridad.

16,4 34 30 93 30 0,42 No licuable por número degolpes y densidad relativa. 16,3 32 28 85 23 -3,84 No licuable por número de


17 8 7 45 24 0,64 No licuable por contenidos definos. 16,9 23 20 71 34 1,92 No licuable por factor de

seguridad.

17,6 15 13 62 44 1,11 No licuable por contenidos definos. 17,5 34 29 86 32 0,33

No licuable por número de golpes y densidad relativa

18,1 21 18 67 28 1,46No licuable por factor de seguridad.

Ensayo SPT-2 Ensayo de cono SVIC-C1

Prof. N (60) N1 (60) Dr C.F. F.S. Comentario Prof. N (60) N1 (60) Dr C.F. F.S. Comentariom % % m % %

12,1 34 34 93 75 1,73 No licuable por contenidos de finos. 12,5 30 29 87 29 0,23 No licuable por número de


12,7 22 21 74 29 1,81 No licuable por factor de seguridad. 13,5 23 22 75 38 1,82 No licuable por factor de

seguridad.

13,3 24 23 77 79 1,00 No licuable por contenidos de finos. 14,5 30 28 84 19 6,67 No licuable por número de


13,9 29 27 84 36 0,04 No licuable por número de golpes y densidad relativa 15,5 27 24 78 25 2,60 No licuable por factor de

seguridad.

14,5 20 18 69 35 1,54 No licuable por factor de seguridad. 16,5 26 23 76 23 2,00 No licuable por factor de

seguridad.

15,1 26 24 78 31 3,68No licuable por factor de seguridad. 17,5 50 42 >99 32 1,77

No licuable por número de golpes y densidad relativa

15,7 42 37 98 25 1,20 No licuable por número de golpes y densidad relativa

16,3 12 11 52 48 1,00 No licuable por contenidos de finos.

16,9 28 24 79 35 48,55 No licuable por número de golpes y densidad relativa

17,5 36 31 88 46 1,21 No licuable por contenidos de finos.

18,1 11 9 48 63 1,06No licuable por contenidos de finos.

Tabla VI-2: Resumen resultados del análisis de licuación (S1 antes del tratamiento y SPT-1, SPT-2 y SVC-1

después del tratamiento).



418

Tabla VI-3: Resumen comparativo del los resultados del análisis de licuación S1 antes del tratamiento y SPT-1,

SPT-2 y SVC-1 después del tratamiento).. Reconocimientos previos al tratamiento Reconocimientos posteriores al tratamiento

S-1 SPT-1 SPT-2 SVIC-C1

Prof. N (60) N1 (60) C.F. N (60) N1 (60) C.F. ∆ N1 (60) N (60) N1 (60) C.F. ∆ N1 (60) N (60) N1 (60) C.F. ∆ N1 (60)m % % % % % % %

12,2 2 2 13 41 41 29 2057 34 34 75 1705 22 22 29 110412,8 4 4 16 18 18 71 451 22 21 29 552 19 19 71 47613,4 7 7 29 33 32 38 473 24 23 79 344 21 20 38 30114 7 7 27 16 15 69 229 29 27 36 416 18 17 69 258

14,6 15 14 24 28 26 19 187 20 18 35 134 25 23 19 16715,2 8 7 32 37 34 36 464 26 24 31 326 22 20 36 27615,8 7 6 29 20 18 38 287 42 37 25 602 23 21 38 33016,4 34 30 30 32 28 23 94 12 11 48 35 27 24 23 8017 8 7 24 23 20 34 288 28 24 35 351 22 19 34 276

17,6 15 13 44 34 29 32 227 36 31 46 241 23 20 32 15418,2 8 7 24 21 18 28 250 11 9 63 131 26 22 28 310



419

VI-3-4 Tratamiento masivo en la Unidad Hidrodesulfuradora de Diesel (HDS)

Una vez concluidos los ensayos del campo prueba, y analizado los resultados

obtenidos, se decidió realizar el tratamiento masivo en la Unidad

Hidrodesulforadora de Diesel (HDS) utilizando la malla de taladros y las

admisiones validadas por los ensayos comentados, es decir, una malla

triangular de taladros de 1.80 m de lado, con unas admisiones medias de 200

litros por metro. En total se ha ejecutado un total de 3970 taladros,

representando un área de 11,154.5 m2.

Los estratos de arenas sueltas, inicialmente susceptibles a sufrir licuación, se

localizaban entre los 11 y los 20 m de profundidad, teniendo unos contenidos

de finos variables entre el 10 y el 40%. En algunos casos, existían capas

limosas de escaso espesor dentro de la masa arenosa.

La ejecución se llevó a cabo mediante el método ascendente y siguiendo una

secuencia de inyección primaria y secundaria.

El análisis de licuación, antes del tratamiento, se realizó a partir de los 15

sondeos estratégicamente localizados, que formaban parte del reconocimiento

geotécnico inicialmente llevado a cabo. El análisis de licuación, posterior a la

ejecución del tratamiento; se ha realizado a partir de 16 sondeos, con ensayos

de SPT continuos (cada 60 cm), en los estratos donde se había realizado el

tratamiento.

Los resultados obtenidos de los análisis de peligrosidad frente a la licuación,

antes y después del tratamiento, se muestran en la Figura VI-10. El objetivo

buscado, una vez terminado el tratamiento era llegar a un factor de seguridad

mínimo de 1.3 (señalado en la citada figura).



420

En dicha figura se puede observar que los factores de seguridad iniciales

(antes del tratamiento) eran bajos, oscilando entre 0.10 y 1.13 (en un punto

aislado había un factor de seguridad de 1.51), con una media de 0.85.

Posterior al tratamiento, los factores de seguridad se incrementaron hasta

alcanzar valores entre 1.18 y 3, con un valor medio 1.63. Cabe señalar que

existen algunos puntos con factores de seguridad inferiores a 1.3 (9 en total),

debido a la presencia de intercalaciones de limos arcillosos, que por un lado

minimizan la eficacia del tratamiento y por otro disminuyen el golpeo en la

prueba de penetración estándar (SPT) realizada posterior al tratamiento.

Figura VI-10 Factores de seguridad frente a la licuación previos y posteriores al

tratamiento con inyecciones de compactación en Unidad

Hidrodesulfuradora de Diesel (HDS).

Variación delos factores de seguridad previos y posteriores al tratamiento.

0

5

10

15

20

25

0,00 1,00 2,00 3,00 4,00

Factores de seguridad

Prof

undi

dad

(m)

Posterior altratamientoPrevio altratamiento

FS=1,3

Variación de los factores de seguridad antes y después del tratamiento con inyecciones de compactación



421

A partir de los resultados mostrados en la Figura VI-9, se puede concluir en que

el tratamiento con inyecciones de compactación fue exitoso, lográndose mitigar

el peligro potencial de licuación en esta Unidad.

VI-4 CONCLUSIONES

Con la finalidad de validar el método de diseño propuesto en esta investigación,

en este capitulo, se describieron y analizaron una serie de ensayos, algunos de

ellos llevados a cabo durante el campo pruebas y otros posteriores a la

ejecución del tratamiento

Tanto el campo de pruebas, como los demás ensayos han sido realizados en

“in situ” por el autor de esta investigación, durante los trabajos de asesoría que

Geotecnia y Cimientos S.A. (GEOCISA) realiza para DRAGADOS

INDUSTRIAL (Contratista General), en el proyecto “Reconfiguración de la

Refinería Lázaro Cárdenas de Río, en Minatitlán (Estado de Veracruz),

México”.

Se seleccionó emplazamiento correspondiente a la Unidad Hidrodesulfuradora

de Diesel (HDS), como representativa para realizar los ensayos que se detallan

a continuación:

• Ensayo de pérdida de carga (presión) durante el proceso de bombeo de

mortero.

Este ensayo permitió determinar las pérdidas de cargas producidas en

las tuberías de acero y goma, al circular por su interior un mortero, con

las características del utilizado para las inyecciones de compactación.

En los ensayos realizados se obtuvieron unos coeficientes de fricción

(η ) de 0.88 para la tubería de acero y de 0.56 para la tubería de goma.



422

Estos coeficientes, han permitido establecer una correlación entre los

valores de las presiones registrados en el equipo de bombeo y las

realmente transmitidas al terreno que se pretende mejorar.

• Ensayos de inyección, excavación y extracción de una serie de taladros

inyectados.

Estos ensayos se realizaron con el objetivo de comprobar, en campo, los

resultados en cuanto a geometría de los bulbos, en función de las

presiones y admisiones registradas durante el proceso de inyección.

Para alcanzar esta finalidad, se analizaron los parámetros de inyección y

los datos obtenidos directamente del taladro extraído, para

posteriormente compararlos con lo predicho por el método de diseño.

Los datos obtenidos en el ensayo de prueba de pérdida de carga, han

sido utilizados para determinar la presión en el punto de inyección.

Los bulbos, una vez excavados, fueron identificados y medidos.

Obteniéndose unos diámetros medios coherentes con el resultado

esperado, establecido a partir del método de diseño.

Comparando los resultados esperables según el diseño, con los

medidos directamente sobre el taladro extraído y los calculados

utilizando los coeficientes fricción en las tuberías (obtenidos en el

ensayo de pérdida de carga), se llega a la conclusión de que ambos

resultados (presión y volumen teóricos según diseño y los medidos en

campo) son similares. Lo anterior valida el método de diseño propuesto

en estos aspectos.



423

• Campo de pruebas.

Los ensayos comentados previamente, han sido utilizados para validar el

método de diseño, en cuanto a los aspectos relacionados con el mortero

y al proceso de inyección.

Con la finalidad de evaluar la eficacia del tratamiento en su conjunto, así

como la validación de la separación entre taladros (determinada a partir

del método de diseño propuesto), se ejecutó un campo de pruebas,

acompañado de una serie de ensayos de SPT y CPT.

Con la información geotécnica disponible antes y después del

tratamiento, se llevó a cabo un análisis de licuación, de tal manera que

se pudiera evaluar la eficacia del tratamiento en cuanto a la separación

óptima entre taladros.

• Ensayos de verificación del tratamiento masivo con inyecciones de

compactación.

Estos ensayos se han llevado a cabo con el objetivo de verificar la

eficacia de las inyecciones de compactación como el tratamiento masivo

de las arenas profundas (entre 11 y 20 m) susceptibles a sufrir licuación

Lo anterior se ha realizado a partir de la información aportada por los 15

sondeos que forman parte del informe geotécnico inicial y los 16

sondeos verificatorios realizados posteriores al tratamiento.

Del análisis de los resultados obtenidos de los ensayos, dentro del campo de

pruebas, se ha podido concluir en lo siguiente:

o Antes del tratamiento, existía claramente riesgo de licuación. Los

factores de seguridad, en los estratos localizados entre 12 y 16 m,

variaban entre 0.27 y 0.95.



424

o La evaluación del potencial de licuación después del tratamiento,

revela que se ha producido una mitigación total del potencial de

licuación existente previo al mismo. Posterior al tratamiento, se

han llegado a obtener incrementos en las densidades relativas de

entre 1.5 y 2 veces las densidades relativas iniciales del terreno.

o Los incrementos registrados en los golpeos en el ensayo de

penetración estándar (SPT) han sido muy significativos,

llegándose a aumentos de hasta un 2000%. No obstante, Las

inyecciones de compactación han tenido mayor efectividad en

aquellos estratos con menor contenido de finos.

o Los aspectos anteriormente señalados muestran que el

tratamiento realizado en el campo de pruebas ha sido exitoso,

cumpliendo todos los objetivos establecidos, validando de esta

manera las admisiones, presiones y la separación de entre

taladros.

Por otro lado, los resultados obtenidos en los ensayos verificatorios (SPT), del

tratamiento masivo llevado a cabo en la Unidad Hidrodesulforadora Diesel

(3970 taladros, representando una área de 11,154.5 m2), confirman las

conclusiones establecidas en el campo de pruebas previo. Por lo tanto, con

base en los argumentos expuestos, en cuanto al mortero, volúmenes,

presiones, separación de taladros, ejecución y verificación de los resultados, se

puede concluir que el diseño realizado, en base al método propuesto en esta

investigación cumplen satisfactoriamente el objetivo fijado (mitigar el peligro de

licuación) y por lo tanto, se puede considerar validada la metodología

propuesta.

CAPÍTULO VII

VERIFICACIÓN CON DATOS DE OBRAS LLEVADAS A CABO EN USA

CAPÍTULO VII- VERIFICACIÓN CON DATOS DE OBRAS LLEVADAS A CABO EN USA


427

VII –1 INTRODUCCIÓN

En este capítulo se presenta una recopilación de casos, en que las inyecciones

de compactación, han sido utilizadas para mitigar el potencial de licuación en

los Estados Unidos de América.

Esta recopilación ha sido realizada mediante una revisión bibliográfica de

distintas revistas técnicas, memorias de congresos, simposios y reportes

universitarios de investigación.

Los tratamientos estudiados han sido ejecutados entre los años 1983 – 1993 y

corresponden a obras distintas, desde edificios hasta presas, instalaciones

militares e infraestructuras de generación eléctrica.

Para cada uno de los casos incluidos en este capítulo, se analizan los

parámetros básicos del tratamiento (admisiones, presiones y separación de

taladros), así como el resultado del tratamiento, mediante la comparación de

los registros de los ensayos “in situ” de control realizados antes y después del

mismo.

Finalmente, se comparan los parámetros de diseño y los resultados obtenidos

en estos casos con los criterios establecidos en el método de diseño propuesto

en esta investigación.



428

VII –2 CAMPO DE PRUEBA EN “SANTA CRUZ METROPOLITAN TRANSIT DISTRICT, MAINTENANCE AND OPERATION FACILITY” EN WATSONVILLE CALIFORNIA, ESTADOS UNIDOS

Durante el terremoto de Loma Prieta (1989), las sacudidas sísmicas

provocaron movimientos y grietas en el terreno en una zona industrial

adyacente al río Pájaro (Pajaro River), donde se pretendía construir el “Santa

Cruz Metropolitan Transit District, Maintenance and Operation Facility” en las

proximidades de Watsonville, California.

A partir de un análisis detallado de las condiciones y características del terreno

en la zona del emplazamiento, posterior al sismo, se determinó que la zona era

susceptible de sufrir licuación ante un sismo de magnitud igual o superior al de

Loma Prieta, de magnitud 7.1 en la escala de Richter (Miller and Roycroft, 1991

y 1993; Rogers Johnson Associates, 1993).

Basándose en la información de otros proyectos, donde se había mitigado el

potencial de licuación de manera exitosa (Báez and Henry, 1987; Salley et al,

1987; Mitchel and Wentz, 1991), se propuso proteger a la futura edificación,

frente al peligro de licuación, mediante inyecciones de compactación, de tal

manera que se convirtiera el suelo en un terreno tratado y reforzado.

Con el objetivo de diseñar este tratamiento del terreno, se llevó a cabo un

campo de pruebas con la finalidad de:

a) Confirmar la aplicación de las inyecciones de compactación para la

densificación de terrenos susceptibles de licuarse.

b) Determinar la separación óptima entre taladros y los criterios de

admisión y presiones.

c) Confirmar que se pueden obtener factores de seguridad aceptables

después del tratamiento con las inyecciones.



429

VII – 2-2 Características del terreno

El río Pájaro (Pajaro River), discurre en un valle rocoso que ha sido cubierto

por depósitos aluviales. Durante la exploración realizada, el nivel freático se

localizó entre 4.50 y 5.50 m de profundidad, no obstante dicho valor podía

cambiar con las variaciones estaciónales. Las crecidas del río han formado una

llanura de inundación con un espesor entre 6 y 12 m, constituida por capas de

arenas y limos intercalados con capas de arcilla. Las arenas de este depósito

son susceptibles de sufrir licuación.

Varias empresas de consultoría geotécnica (Geo Resource Consultants, 1981;

Raas, 1989; Rutherford and Chekene, 1991; Millar and Roycroft, 1991 y 1993)

llevaron a cabo campañas de reconocimiento, con el objetivo de determinar las

propiedades geotécnicas del emplazamiento, donde se tenía previsto construir

esta obra.

Los reconocimientos se realizaron mediante sondeos (con de ensayos de

SPT), y ensayos de penetración estática (CPT). La localización de los

reconocimientos se detalla en la Figura VII-1.

Previo a la ejecución del campo de pruebas se ejecutaron 4 nuevos sondeos

con SPT y 5 nuevos CPT, en el perímetro del mismo, con el objetivo de

conocer de forma más precisa las condiciones iniciales del terreno (antes del

tratamiento).

Los CPT se realizaron de acuerdo a la norma ASTM D3441 y con registros

computarizados en tiempo real. Los SPT se ejecutaron siguiendo las

recomendaciones del artículo “The influence of SPT procedures in soil

liquefaction resistance evaluation”, publicado por Seed y otros (1985). Además

de las muestras obtenidas en los SPT, la exploración se completó con la toma



430

de algunas muestras inalteradas. A las muestras se le determinaron las

humedades, granulometrías, contenido de finos y límites de Atterberg.

En las Figura VII-2 y VII-3, se muestran el registro de campo correspondiente al

CPT M-36 y la interpretación del perfil geotécnico basado en la información de

los reconocimientos, respectivamente.

Figura VII-1 Localización de los reconocimientos en el emplazamiento (Miller y

Roycroft, 2004).



431

Figura VII-2 Registro de campo del CPT M-36 (Miller y Roycroft, 2004).

Figura VII-3 Perfil geotécnico basado en la información de los registros de los sondeos

de la exploración de campo (Miller y Roycroft, 2004).



432

VII – 2-3 Campo de prueba El campo de prueba consistió en la planificación y ejecución de 30 taladros, en

dos fases (según la admisión y el caudal de inyección establecidos). Dichos

taladros se llevaron a cabo con una secuencia de primarios, secundarios y

terciarios, con el objetivo de alcanzar la mayor densificación (compactación)

efectiva del terreno. La secuencia de inyección coincidió con la llevada a cabo

durante la fase de producción del proyecto.

La distribución de los taladros se puede observar en la Figura VII-4 (Miller and

Roycroft, 1993). En ambas fases, dichos taladros fueron perforados hasta 11 m

de profundidad y posteriormente, inyectados con mortero con un cono de

Abrams de 5 cm, de manera ascendente y continua, en episodios de 0.30 m (≈

1pie) cada uno.

Figura VII-4 Planta con la ubicación de los taladros en el campo de pruebas (Miller y

Roycroft, 2004).



433

Los objetivos planteados en las fases I y II del tratamiento, era alcanzar

admisiones de 0.15 m3 y 0.20 m3 por episodio respectivamente. En ninguno de

los casos se logró alcanzar los objetivos fijados, debido a que se registraron

movimientos en la superficie, al inyectar las fases localizadas a menor

profundidad.

Con el propósito de controlar los movimientos, se bajó el caudal de inyección a

0.06 m3/min en la fase I y a 0.03 m3/min en la fase II, fijándose un umbral de

movimiento vertical en superficie de 1.5 mm por episodio de inyección en la

fase I y el doble de este valor en la fase II. Con la finalidad de no provocar

levantamientos excesivos, no se inyectaron las capas situadas a menos de 4.5

m de profundidad. Durante el proceso de inyección se llevó un registro continuo

de las admisiones, levantamientos superficiales, presiones en la bomba y se

leyeron los piezómetros colocados, controlándose la variación del nivel freático,

es decir, la generación de presión de poro.

VII – 2-4 Evaluación de la mejora inducida en el terreno Con el objetivo de evaluar las mejoras inducidas al terreno se llevaron a cabo

ensayos SPT y CPT después del tratamiento, así como ensayos de laboratorio

adicionales. Inicialmente estos SPT y CPT se colocaron de forma equidistante

a los taladros de inyección (es decir, en los baricentros de la malla triangular de

taladros), pero finalmente la localización de los primeros ensayos (SPT y CPT)

se cambiaron. De acuerdo con los resultados obtenidos en la fase I, se detectó,

que el grado de mejora era influido por la distancia al punto de inyección, así

como por la separación entre taladros. La localización de los ensayos

subsecuentes se seleccionó estratégicamente para evaluar esta variable.

Los registros obtenidos se analizaron meticulosamente, descartando la

información no representativa. Esta información fue normalizada siguiendo el



434

método de Seed y otros (1985), haciendo las correcciones por profundidad o

confinamiento.

Las mejoras se evaluaron comparando los valores normalizados del número de

golpes en el ensayo SPT y la resistencia por punta del ensayo CPT antes y

después de la inyección, en las capas inicialmente susceptibles de sufrir

licuación (entre 4.6 y 11 m de profundidad). En este análisis los dos tipos de

suelos predominantes, es decir las arenas limosas con un 15% de finos (D50

=0.21mm) y los limos arenosos de baja plasticidad (D50 = 0.074mm) con

contenidos de finos medio en torno al 50%, se estudiaron de acuerdo con los

criterios que le aplicaban a cada uno de ellos.

El análisis se efectuó siguiendo tres procedimientos muy parecidos (basados

en los resultados de los ensayos de SPT y CPT), los cuales se detallan a

continuación:

• Variación porcentual de las resistencias por punta registradas en el CPT

antes del tratamiento y después del mismo, para las distintas

separaciones de taladros manejadas, señalando los umbrales

necesarios para que no exista riesgo de licuación.

• Variación de los golpeos normalizados obtenidos en la prueba de

penetración estándar (N1(60)) en función de la profundidad, señalando la

curva que separa la zona de licuación de la de no licuación, aplicando el

método de Seed e Idriss (1982).

• Variación de los factores de seguridad, antes y después del tratamiento,

en función de la profundidad.

Los procedimientos de análisis se han realizado para las arenas limosas y los

limos arenosos de baja plasticidad.



435

VII–2-5 Análisis de los resultados obtenidos con el ensayo de penetración estática (CPT)

Los registros de las resistencias por punta del CPT, fueron normalizados y

tratados estadísticamente, con el objetivo de determinar la distribución

porcentual de las mismas.

La distribución acumulada de la resistencia normalizada por punta y el

potencial de licuación, determinado a partir del método de Seed y De Alba

(1986), se encuentra representada en las Figuras VII-5 y VII-6 para los limos

arenosos y las arenas limosas respectivamente. En dichas figuras también se

señalan la resistencia por punta del CPT mínima necesaria para que no se

produzca licuación a 4.6 y 11 m de profundidad, siendo estas últimas las

profundidades superior e inferior del estrato susceptible a sufrir licuación.

En estas figuras, la separación entre de la curva correspondiente a los CPT

antes del tratamiento y las demás curvas representa el grado de mejora

obtenido. La distancia (en vertical), entre los umbrales de resistencia para que

no se produzca licuación, y las curvas correspondientes a las diferentes

separaciones de taladros, se podría interpretar como el factor de seguridad

frente a la licuación.

La Tabla VII-1, muestra los incrementos de resistencia por punta, que ha

experimentado el terreno, para las distintas separaciones de taladros (entre 2.8

y 1.2 m), además esta tabla permite comparar las resistencias medias

obtenidas, con los umbrales mínimos, necesarios para que no se produzca

licuación, tanto en los estratos de arenas limosas como en los de limos

arenosos.



436

Figura VII-5 Resistencia por punta normalizada del CPT y su distribución estadística

acumulada para los limos arenosos (Miller y Roycroft, 2004).

Figura VII-6 Resistencia por punta normalizada del CPT y su distribución estadística

acumulada para las arenas limosas (Miller y Roycroft, 2004).



437

Los valores del CPT obtenidos antes y después del tratamiento se resumen en

la tabla VII-1.

Caso Separación

entre taladros CPT de referencia Resistencia por punta en arenas limosas

Resistencia por punta en limos arenosos

m kg/cm2 kg/cm2

Umbral para prevenir la ocurrencia de licuación a 4,6m de profundidad

(según análisis de licuación).64 45

Umbral para prevenir la ocurrencia de licuación a 11m de profundidad

(según análisis de licuación).80 59

Antes del tratamiento (valores medios en el estrato suceptible) M-14, 15,16, 17, 18, 36 64 31

Después del tratamiento (valores medios en el estrato suceptible) 2.8 M-23, 24, 25 N.D. 39

1.8 M-20, 21, 22, 26 76 47

1.5 M-30, 31, 32, 33, 34, 35 113 78

1.5 M-28, 29 N.D. 66

1.2 M-37, 38, 39, 40 110 78

Tabla VII-1 Resistencia a la penetración por punta del CPT antes y después de las

inyecciones (los valores medios están normalizados por la tensión media de

confinamiento para el estrato en cuestión).

En los limos arenosos, para una separación de taladros de 1.5 m, el valor

medio de la resistencia por punta se incrementó de 31 a 78 kg/cm2 (152%), en

la zona de influencia comprendida por una distancia radial de 0.80m desde el

taladro de inyección. Esta fue la zona con mayor mejora registrada. Mas allá de

los 0.80 m citados, el valor medio de la resistencia por punta se incrementó de

31 a 47 kg/cm2 (50%) y de 31 a 39 kg/cm2 (25%), para separaciones de

taladros de 1.80 y 2.80m, lo cual es un indicio de que la mejora obtenida varía

con la separación de taladros y que la misma aún es importante para

separaciones entre taladros de 1.80m.

Para las arenas limosas se obtuvo una mejora en torno al 75% para taladros

separados 1.20 y 1.50m. En el caso en que la separación de taladros ha sido

de 1.80m, la mejora obtenida ha sido solo del 20%.



438

VII 2-6 Análisis de los resultados obtenidos con el ensayo de penetración estándar (SPT)

La información proporcionada por los SPT fue suficiente para evaluar la mejora

global obtenida después de las inyecciones. Con los golpeos normalizados del

SPT se determinó el potencial de licuación utilizando el procedimiento de Seed

y De Alba (1986), y Seed e Idriss (1982). Esta información se muestra en las

Figuras VII-7 y VII-8, en la cual se puede observar la mejora obtenida para una

separación de taladros de 1.5m. En los limos arenosos, la media aritmética de

los golpeos se incrementó de 7 a 18 (157%), mientras que en las arenas

limosas dicho incremento fue de 11 a 23 golpes (109%).

Figura VII-7 Golpeos en el ensayo de penetración estándar en limos arenosos (Miller y

Roycroft, 2004).



439

Figura VII-8 Golpeos en el ensayo de penetración estándar en arenas limosas (Miller y

Roycroft, 2004).

Los SPT proporcionan información discontinua, a diferencia de los CPT en

donde se obtiene un registro continuo del terreno, por lo que la información

proporcionada por el SPT tiende a ser más errática. Como consecuencia de

dicha limitación, la variación de la mejora con la distancia radial no fue

perceptible.

VII– 2-7 Análisis del factor de seguridad Un tercer análisis fue realizado de manera independiente por el Dr. Boulanger

(1993). En este análisis el factor de seguridad frente a la licuación, fue

calculado (siguiendo el método de Seed e Idriss, 1982) para unos puntos

específicos de los registros de los CPT a profundidades determinadas.

Se estableció una magnitud de sismo esperado de 7 y una aceleración en la

superficie del terreno de 0.40 g.

En la Figura VII-9 se muestran los factores de seguridad en función de la

profundidad antes del tratamiento. En las Figuras VII-10 y VII-11 se muestran



440

los resultados alcanzados, posterior al tratamiento, para separaciones de

taladros de 1.2 y 1.5m respectivamente. A pesar de que la información

obtenida ha sido dispersa, claramente indica una mejora significativa. Para los

taladros separados 1.5 m, el 85% de los valores superaron el factor de

seguridad de 1.2, mientras que para los taladros separados a 1.2 m, el 88% de

los valores superaron dicho valor. Para ambas separaciones, la mayoría de los

factores de seguridad obtenidos superan el valor de 2.

Figura VII-9 Factores de seguridad obtenidos antes del tratamiento (Miller y Roycroft,

2004).



441

Figura VII-10 Factores de seguridad obtenidos después del tratamiento para una

separación de taladros de 1.5m (Miller y Roycroft, 2004).



442

Figura VII-11 Factores de seguridad obtenidos después del tratamiento para una

separación de taladros de 1.2m (Miller y Roycroft, 2004).



443

VII – 2-8 Resistencia al esfuerzo cortante en la zona tratada

La relación entre la separación de los taladros, la mejora obtenida y los valores

límites de la resistencia por punta del CPT, para que no se produzca licuación

se muestran en la Figura VII-12.

En dicha figura, las líneas horizontales inferiores (Qc igual a 31 y 64 kg/cm2)

representan el estado inicial del terreno (Limos arenosos y arenas limosas)

antes de realizar la inyección de compactación. Las demás líneas horizontales

muestran la resistencia por punta (Qc) necesaria para que no se produzca

licuación a 4.6 y 11 m de profundidad, tanto para las arenas limosas como los

limos arenosos. Los círculos representan las resistencias por punta registradas

en las arenas limosas y los limos arenosos después de la inyección. Se

muestran dos curvas, que representan las líneas de tendencia de la variación

de la resistencia por punta (Qc) en función de la profundidad, para estos suelos

La información mostrada en la Figura VII-12 revela que se ha logrado una

mejora importante en el terreno, siendo mayor a medida que disminuye la

separación entre los taladros. En cuanto a la mitigación del potencial de

licuación, se puede señalar que el tratamiento es realmente efectivo cuando la

separación entre taladros es inferior a 2m y que no se alcanza una mejora del

terreno adicional al reducir la separación menos de 1.5m.

Basado en todo el análisis realizado, la separación de taladros de 1.5m fue

seleccionada como lado de la malla de diseño para el refuerzo y densificación

del terreno. Con esta separación, la densificación inferida al terreno es la

suficiente para resistir la licuación y prevenir movimientos laterales. Los

factores de seguridad frente a la licuación obtenidos para esta disposición de

taladros están por encima de 1.2 – 1.3.



444

Figura VII-12 Separación de taladros Vs. Resistencia por punta del CPT (O arenas

limosas y limos arenosos). Miller y Roycroft, 2004.

VI – 2-9 Conclusiones

• Las inyecciones de compactación pueden ser utilizadas de manera

eficiente para mitigar el potencial de licuación en terrenos susceptibles a

experimentar este fenómeno.

• El campo de pruebas confirmó la efectividad de las inyecciones de

compactación para separaciones de taladros entre 2.5 y 1.2m,

registrándose mejoras para cada una de ellas. No obstante, la

separación óptima fue de 1.5m para las condiciones de sitio y los

objetivos fijados con el tratamiento.

• Las mayores mejoras fueron obtenidas en arenas limpias. En el caso de

los limos arenosos, el tratamiento ha sido menos efectivo.

• Las admisiones de mortero obtenidas han sido mayores que las

esperadas y también mayor que el volumen teórico necesario para

incrementar la densidad relativa hasta los valores esperados.



445

VII-3 ACTUACIONES CON INYECCIONES DE COMPACTACIÓN PARA MITIGARAR EL POTENCIAL DE LICUACIÓN EN OTRAS OBRAS EN LOS ESTADOS UNIDOS DE AMÉRICA.

VII-3-1 Revisión de las obras más relevantes tratadas con inyecciones de compactación, como medida de mitigación del potencial de licuación, en Estados Unidos.

En el año 1995, el Dr. Ross W. Boulanger y otros, publicaron un artículo

recopilatorio donde se resumían las actuaciones más relevantes llevadas a

cabo mediante inyecciones de compactación en los Estados Unidos, con el

objetivo de revisar las características de los tratamientos llevados a cabo en

cada obra en particular, así como el análisis de los resultados obtenidos,

evaluando la efectividad de las inyecciones de compactación como medida

para mitigar el potencial de licuación.

Los aspectos analizados en cada una de estas obras fueron:

• El procedimiento de ejecución y la influencia del mismo en la efectividad

del tratamiento.

• Los tipos de suelos en que se obtuvieron resultados satisfactorios.

• Aspectos prácticos de los ensayos de campo llevados a cabo para

verificar la efectividad del tratamiento.

• La relación entre las admisiones y las presiones con las mejoras

alcanzadas.

Los casos reales estudiados corresponden a las siguientes obras:

a) Hospital Kaiser en San Francisco, California (1984).

En esta obra, las inyecciones de compactación se utilizaron para mejorar

una capa constituida por arenas y arenas limosas potencialmente



446

licuables, localizada entre 2 y 10 m de profundidad (Donovan, 1984;

Donovan et al, 1984). El nivel freático se localizó muy cerca de la

superficie.

Los taladros de inyección estaban dispuestos en una malla triangular,

separados 2.44 m (8 pies) y ejecutados con el método ascendente,

alternándolo en algunos casos con el método descendente (para

profundidades inferiores a 5m).

El mortero estaba constituido por arena, cemento y agua, con un cono

de Abrams entre 2 y 5 cm.

Las admisiones medias registradas fueron del orden del 5% del volumen

total del terreno a tratar (es decir del orden de 250 litros/m) y las

presiones (registradas en el equipo de bombeo) entre 28 y 32 bares.

Con el objetivo de verificar el diseño del tratamiento y posterior control

del mismo, se llevó cabo una campaña de reconocimientos (SPT y CPT)

realizada en dos fases, antes y después de la ejecución de los trabajos.

La resistencia por punta del CPT registradas se convirtieron en golpeos

equivalentes del SPT, los cuales juntos con los SPT realizados, fueron

utilizados para la determinación del riesgo potencial de licuación para un

sismo de 8.25 en la escala de Richter.

Para determinar la mejora obtenida, se compararon los resultados

obtenidos en los reconocimientos antes y después del citado

tratamiento. Los golpeos medios pasaron de 10 – 19 a valores de 21 a

34 golpes, representando un incremento entre el 162 y 210%.

Con la admisión obtenida, se logró un incremento en la densidad relativa

en torno al 20%.



447

La efectividad del tratamiento se pudo comprobar durante el terremoto

de Loma Prieta de magnitud 7.1 (escala de Richter, 1989), en el que se

registraron en el emplazamiento aceleraciones de 0.11g sin producirse

daños (Mitchel and Wentz, 1991).

b) Central eléctrica “Saint John River”, Jacksonville Florida (1983).

Las inyecciones de compactación, junto con la compactación dinámica

fueron utilizadas para la mejora del terreno, bajo las cimentaciones

altamente solicitadas de esta central eléctrica (Schmertmann et al, 1986;

Baker and Schmertmann, 1983). Los equipos que formaban parte de

esta instalación eran muy pesados y al mismo tiempo muy sensible a los

asientos.

A pesar de que los tratamientos llevados a cabo tenían como objetivo

reducir los asientos potenciales, los resultados obtenidos son de interés

para la mitigación del potencial de licuación, debido a que el terreno

tratado es claramente arenoso.

El terreno existente consistía en 10 m de arenas de compacidad muy

suelta a densa, con algunos lentes de limos arcillosos. Por debajo, se

encontró un estrato arenoso de 7 m de espesor, de compacidad media a

densa. El estrato competente, constituido por unas areniscas se localizó

a partir de los 17 m.

La compactación dinámica se utilizó para mejorar las arenas, localizada

entre la superficie del terreno y 10 m de profundidad, mientras que las

inyecciones de compactación se utilizaron para mejorar los estratos

arenosos situados entre 10 y 17 m.

En las inyecciones de compactación se utilizó una malla de taladros

primarios, cuadrada, de 7.1m de lado y una secundaria de 5.1m de lado



448

(también cuadrada y colocada en el centro de la malla primaria),

resultando la combinación de ambas disposiciones, en una malla

triangular de 5.1 m de lado. El método de ejecución utilizado ha sido el

ascendente.

El mortero estaba constituido por arena, cemento, cenizas y agua, con

un cono de Abrams de 8 cm.

Las admisiones medias obtenidas, para el sistema de taladros primarios

y secundarios, representaron entre el 15 y el 25% del volumen de

terreno tratado, es decir, una admisión media de 3.40 y 5.6 m3/m.

Durante la ejecución se llegaron a registrar presiones máximas, en el

equipo de bombeo, de hasta 70 bares.

Con el objetivo de verificar la eficacia del tratamiento se realizó una

campaña de CPT y de ensayos dilatométricos antes y después del

tratamiento, de tal manera que se pudieran verificar los siguientes

criterios de aceptación establecidos antes del tratamiento:

- Densidad relativa superior a 75%.

- Módulo de compresión unidimensional (M) medio, obtenido a

partir de los ensayos dilatométricos superior a 100 MPa.

Antes de llevar a cabo el tratamiento, las resistencias por punta del CPT

y el módulo “M” del dilatómetro (situados entre 12 y 17m de

profundidad), oscilaban entre 3 - 15 MPa y 20 – 450 bares

respectivamente. Una vez ejecutado estos valores se incrementaron a

12 – 23 MPa en el CPT y 500 – 2000 bares en el dilatómetro.

Representando un incremento entre 40 y 400% para el CPT y entre un

400 y 2500% en los dilatómetros.



449

Los resultados obtenidos han sido muy variables y en algunas capas (de

poco espesor) no se llegó a satisfacer los criterios de aceptación

establecidos.

c) Presa “Pinopolis West”, Moncks Corner, Carolina del Sur (1984).

Las inyecciones de compactación fueron utilizadas para mitigar el

potencial de licuación en un estrato de arena limosa con un contenido de

finos entre el 10 y el 20%, localizado entre 9 y 11.4m de profundidad,

bajo la cimentación de la citada presa (Baker, 1985; Sanlley et al, 1987;

Báez and Henry, 1993). Sobre la superficie del terreno tratado existía

una berma de 6m de espesor.

El objetivo principal del tratamiento, consistía en densificar las arenas

hasta una densidad relativa que no fuera susceptible a sufrir licuación

(65 a 70%), debido a que la zona en que estaba emplazada la presa es

históricamente activa desde el punto de vista geológico.

Los taladros se dispusieron en mallas cuadradas, distribuidos en

primarios, secundarios y terciarios, separados 3.7, 2.6 y 1.8 m

respectivamente.

El mortero estaba constituido por arena, cemento, cenizas y agua, con

un cono de Abrams de 8 cm.

Las admisiones medias, expresadas como un porcentaje entre el

volumen de mortero inyectado y el volumen de terreno influido por cada

taladro, han sido:

- 6.3 % en los taladros primarios (750 litros/metro).

- 2.6% en los taladros secundarios (152 litros/metro).

- 9.6% en los taladros terciarios (270 litros/metro).



450

La presión máxima alcanzada durante el proceso de inyección ha sido

20 bares y los movimientos verticales se limitaron a 6 mm.

Se llevaron a cabo ensayos de SPT, CPT y dilatométricos antes y

después del tratamiento, en los centros de la malla de taladros.

El tratamiento ha sido exitoso. Una vez terminado el mismo se

produjeron incrementos importantes en el número de golpes del ensayo

SPT, pasando de una media 4 a 17 golpes, representando un

incremento del 425%.

La resistencia media por punta del CPT han pasado de 2.3 a 7.9 MPa,

mientras que el módulo dilatométrico medio se ha incrementado de 9.7

MPa a 66.2 MPa después del tratamiento. Lo anterior representa un

incremento del 343 y 682%, respectivamente.

d) Presa “Steel Creek”, Carolina del Sur (1985).

En esta obra, el tratamiento con inyecciones de compactación se ha

utilizado con el objetivo de incrementar la seguridad de la presa frente a

acciones sísmicas, mediante la densificación de un estrato de arenas

arcillosas, de compacidad suelta a muy suelta, localizado entre 6 y 15 m

de profundidad bajo la cimentación de la citada presa (Baker, 1985). La

máxima altura de la presa es de 27.4m (90 pies).

Las arenas arcillosas tenían un contenido de finos entre 10 y 20%. La

fracción fina era altamente plástica, con un límite líquido de 316% y un

índice plástico de 266%.

Las inyecciones fueron realizadas mediante el método de ejecución

ascendente, y los taladros se dividieron en primarios, secundarios y

terciarios, dispuestos en una malla cuadrada de 3.7 m de lado.



451

En los ensayos CPT realizados, se detectó un incremento en le

resistencia por punta torno al 40% en comparación con la resistencia

obtenida antes de iniciar el tratamiento, es decir, que las resistencias por

punta entre 2 y 7 MPa, antes del tratamiento, se incrementaron a valores

entre 3 y 9 MPa, después del mismo.

Se pudo comprobar que el tratamiento fue menos eficaz en las capas en

que la relación de fricción (fs/qc) fue superior al 2% (indicativo de un alto

contenido de arcilla).

El tratamiento con inyecciones de compactación se consideró inefectivo

en algunas capas, debido a que las admisiones obtenidas (4 a 5% del

volumen de terreno tratado) eran inferiores a las establecidas en el

diseño (7.5%).

e) Base Naval para Submarinos “Kings Bay”, Georgia (1987).

Hussin y Ali en su artículo de 1987, describieron el tratamiento con

inyección de compactación, compactación dinámica, vibroflotación y

vibrosustitución llevados a cabo en esta base naval, con el objetivo de

mitigar el potencial de licuación en las arenas.

Las inyecciones de compactación, se utilizaron para mejorar un estrato

formado por arenas finas y arenas limosas, con algunas intercalaciones

de arena arcillosa y arcilla, con un espesor de 15 m, localizadas entre 2

y 17m de profundidad.

El tratamiento se llevó a cabo utilizando el método de ejecución

ascendente, y los taladros se dispusieron según una malla cuadrada de

2.7 m de lado, ejecutándose en una fase primaria y secundaria.


de Abrams de 5 cm.



452

Las admisiones medias fueron del orden del 12% del volumen total del

terreno tratado (aproximadamente 760 litros/m) y la efectividad del

tratamiento se determinó comparando la resistencia por punta del CPT

antes y después del tratamiento, registrándose un incremento de 1.6 -

3.5 MPa a valores de 3.2 a 5.6 MPa en las zona definidas como arenas

limosas a limos arenosos ó limos arcillosos. En las zonas descritas como

arenosas ó limo arenosas, con algunos lentes limosos intercalados, las

resistencias por punta del CPT han pasado de 5.2- 8.0 MPa a valores

6.7 a 10.5 MPa posterior al tratamiento. Estas mejoras representaron un

incremento entre el 80 y 120%.

f) Presa “Chessman”, Montana (1988).

Las inyecciones de compactación se han utilizado con éxito en la

mitigación del potencial de licuación en la presa “Chessman” en

Montana. Los estratos a mejorar se localizaban bajo el espaldón de

aguas abajo de la presa, justo debajo de la cimentación, con un espesor

de 3m aproximadamente (Quinn and Stilley, 1989). La altura máxima de

esta presa es de 12.20m (40 pies).

El estrato susceptible a sufrir licuación, estaba constituido por arenas

limosas, con un contenido de finos entre 10 y 15%. El número de golpes

en los ensayos de SPT realizados antes del tratamiento, en dicha capa,

oscilaban entre 2 y 10.

El tratamiento se ejecutó mediante el método ascendente, mediante una

malla triangular de taladros de 1.52 m (5 pies) de lado (alternados entre

primarios y secundarios), registrándose una admisión media de 320

litros/metro (representando el 16% del volumen de terreno a tratar).


de Abrams entre 2.5 y 7.5 cm.



453

Las presiones, registradas en el equipo de bombeo, han llegado a

alcanzar los 28 bares y los movimientos verticales (levantamientos)

máximos observados en la superficie han sido de 25 mm.

Las admisiones medias obtenidas representan del orden del 16% del

volumen del terreno tratado (descontando el volumen de terreno

levantado).

Las mejoras obtenidas, determinada a partir del número de golpes del

SPT han sido importantes, pasando de golpeos entre 2 y 10 a valores

entre 20 y 30 (en los baricentros de la malla de taladros después del

tratamiento), representando un incremento entre el 300 y 100%.

g) Edificio en Sacramento, California (1993).

En los artículos de Boulanger et al (1993) y Mejia y Boulnager (1995), se

describe la utilización de las inyecciones de compactación para mitigar el

potencial de licuación en un edificio localizado en las proximidades del

río Sacramento, en Sacramento California.

El estrato de terreno a mejorar estaba constituido por arenas y arenas

limosas (con contenidos de finos entre 5 y 15%), y se localizaba entre 14

y 23 m de profundidad.

En esta obra se realizaron dos campos de prueba, constituido por 16 y

12 taladros cada uno, ejecutados mediante el método ascendente.

Los taladros se dispusieron en una malla triangular con una separación

de 1.98 m (6.5 pies) en campo de prueba 1 y de 2.74 m (9 pies) en el

campo de pruebas 2.



454


de Abrams entre 2 y 5 cm.

Las admisiones medias en arenas fueron del 9 al 17% del volumen de

terreno tratado (entre 300 y 580 litros/metro), en los campos de prueba 1

y 2, mientras que en las arenas limosas estuvieron entre el 15 y el 17%

(entre 1000 y 1100 litros/metro) respectivamente.

La resistencia media por punta de los CPT, realizados en los baricentros

de la malla de taladros, pasaron de 5 a 7.2 y 9 MPa (representando un

incremento del 44 y el 80%) en las arenas de los campos de prueba 1 y

2 respectivamente.

En el caso de las arenas limosas, los incrementos han sido desde 0.8

MPa hasta 3.1 y 4.7 MPa (representando un incremento del 388 y el

588%) para los campos de prueba 1 y 2 respectivamente.

VII-3-2 Análisis de los casos anteriores

Al analizar de forma comparativa los casos anteriores, lo primero que se

observa es la existencia de marcadas diferencias entre cada uno de ellos,

dentro de las cuales se pueden citar las correspondientes al terreno

propiamente dicho, el cual, inclusive, para un mismo caso puede presentar

heterogeneidades. No menos importantes, son las diferencias relacionadas con

el proceso de ejecución de la inyección. Todas estas variables envueltas, en

algunos casos dentro de un mismo proyecto, hacen imposible evaluar

directamente el efecto que una sola variable aislada ejerce sobre la efectividad

del tratamiento. Debido a esto, en los párrafos siguientes se analizarán las

variables agrupadas con la finalidad de llegar a algunas conclusiones.



455

En cuanto al método de ejecución, se verificó que el método descendente de

ejecución fue más eficaz para tratar capas situadas a menos de 5 m de

profundidad, siendo el método ascendente más efectivo para las demás

condiciones.

En relación a la disposición de los taladros, se obtuvo mejores resultados en

aquellas obras en los taladros se dividieron en primarios y secundarios, y en

algunos casos hasta en terciarios.

Los terrenos tratados en todos los casos han sido arenas y arenas limosas, con

contenidos de finos que oscilaron entre 5 y 25%, a excepción de la presa

“Chessman”, en la que el terreno era areno-arcilloso con un contenido de finos

entre 10 y 20%. Los resultados obtenidos en las arenas han sido satisfactorios.

En las arenas limosas se obtuvieron mejoras superiores a las esperadas, no

obstante, las mismas se han debido a la baja plasticidad de los finos, así como

al efecto drenante de las arenas. En los casos en que la componte fina de las

arenas era plástica, los resultados obtenidos no han sido buenos.

En cuanto a los ensayos “in situ”, empleados para verificar la eficacia de los

tratamientos, se han utilizado principalmente ensayos SPT y CPT. No obstante,

en ambos se ha tenido cierta cautela con las lecturas ficticias, provocadas por

algunas lajas de mortero, al encontrar la inyección alguna heterogeneidad o

plano de debilidad en el terreno, por lo que estos valores fueron descartados.

En cuanto a los ensayos dilatométricos, que evalúan el potencial de licuación

mediante correlaciones entre el módulo de elasticidad “E” y el NSPT o qc del

CPT, se ha observado que su utilización ha sido muy escasa.

Uno de los aspectos más relevantes del estudio de estas obras en su conjunto,

es la posibilidad de relacionar los aspectos característicos del proceso de

inyección, con las mejoras inducidas al terreno o reducción de la

susceptibilidad a la licuación, por lo cual, se comenta el análisis realizado por el



456

autor de este estudio, para posteriormente compararlo con las conclusiones

obtenidas en la presente investigación.

El hecho de que la resistencia a la penetración pueda ser correlacionada con

las admisiones obtenidas en tratamientos con inyecciones de compactación,

fue demostrado por primera vez por Sanlley et al. (1987), quien mostró, en el

tratamiento llevado a cabo en la presa Pinopolis West en Carolina del Sur USA,

que la resistencia a la penetración de los ensayos SPT y CPT aumentaba a

medida que la separación entre los taladros disminuía (Figura VII-13).

Posteriormente, Mejia y Boulanger (1995) demostraron que la resistencia a la

penetración del CPT, en arenas y limos, se incrementaba casi de manera

lineal con las admisiones medias registradas (Figura VII-14). En estos casos

(Figuras VII-13 y VII-14), se muestra un amplio rango de resistencias a partir de

la separación entre taladros (caso presa Pinepolis West, pág. 457.) o las

admisiones medias registradas (caso Edificio en Sacramento, California, pág.

458). A pesar de la dispersión existente, en cuanto a la resistencia a la

penetración, las Figuras VII-13 y VII-14 proveen una tendencia aproximada

sobre las mejoras obtenidas en ambos casos.

En la Figura VII-15, se muestran los casos comentados previamente, en los

cuales se ha utilizado las inyecciones de compactación como técnica para

mitigar el potencial de licuación (a excepción de la central eléctrica “St. John,

donde las inyecciones ha sido utilizadas como mejora del terreno). En esta

figura se ilustran de modo generalizado y para cada uno de los casos

estudiados, la relaciones entre las admisiones brutas (medidas en el equipo de

bombeo) y la resistencia a la penetración en los ensayos SPT y CPT. Los

registros provenientes de la presa Pinopolis West (Sanlley et al.1987) y del

edificio en Sacramento (Mejia y Boulanger, 1995), los mejores documentados,

indican una relación casi lineal entre la resistencia a la penetración del CPT y

las admisiones medias. Además, se puede observar que la línea de tendencia

correspondiente a la presa Pinopolis West, es una línea intermedia entre las

obtenidas para arenas y limos, calculada a partir de los datos del edificio de



457

Sacramento. Esta tendencia es coherente, con el hecho de que el terreno

tratado en la presa Pinopolis West tiene características intermedias, en cuanto

al contenido de finos y resistencia a la penetración previo al tratamiento, que

las registradas en el edificio de Sacramento.

Las demás líneas de tendencias (recogidas también en la Figura VII-15)

confirman las observaciones realizadas en la presa Pinopolis West y el edificio

de Sacramento, en las que los suelos más compresibles tienen un menor

incremento en la resistencia a la penetración media con respecto a las

admisiones brutas registradas, debido a que el incremento en la resistencia a la

penetración con el aumento en las admisiones han sido significativamente

menores en los limos y limos arenosos, y por otro lado, que el incremento en la

resistencia con el crecimiento de las admisiones parecen ser menores en

suelos con menor resitencia inicial a la penetración (comportamiento asociado

a los suelos con un contenido de finos alto).

Figura VII-13 Mejoras obtenidas para diferentes admisiones y separaciones de

taladros en la presa Pinopolis West (Sanlley et al 1987).



458

Figura VII-14 Variación de la resistencia por punta del CPT (después de 18 meses)

con la admisión neta en el Edificio de Sacramento (Mejia y Boulanger

1995).

Figura VII-15 Líneas de tendencias para diferentes valores de resistencia a la

penetración (próximo a los centros de la malla) y porcentajes de

admisiones netas (Boulanger y otros, 1995).



459

VII-3-3 Comparativa con los criterios de diseño establecidos en esta

investigación

Para facilitar la comparativa, entre los casos comentados en los apartados VII-2

y VII-3 y los criterios de diseño establecidos en esta investigación, se ha

elaborado la Tabla VII- 2, en la cual se resumen los aspectos más importantes

de los casos analizados. Al mismo tiempo, se presentan los ábacos de diseño

desarrollados en el Capitulo V, para casos sin sobrecarga superficial y casos

en la sobrecarga superficial sea 1 o 2 kg/cm2.

En la Tabla VII-2, se puede observar que los casos comentados en este

capitulo han sido ejecutados entre 1983 y 1993, y en los mismos se constata

claramente que los diseños, que acompañaron dichos tratamientos, se

realizaron con base empírica y cuyas resultados fueron validados en campo

mediante la metodología de “prueba y error”. Lo cual confirma uno de los

hechos que ha motivado esta investigación, la falta de un método práctico de

diseño para este tipo de tratamiento.

En cuanto a la comparativa con los ábacos de diseño propuestos en esta

investigación, se puede establecer los siguientes comentarios:

• Los ábacos de diseño son aplicables a los terrenos tratados con

inyecciones de compactación en los casos estudiados (arenas a arenas

limosas), a excepción de la presa “Steel Creek” en la cual el terreno

tratado estaba constituido por arenas arcillosas, con un contenido de

finos entre 10 y 20%, altamente plástico, hecho que disminuye de

manera considerable la eficacia del tratamiento.



460

Caso Profundidad del tratamiento* Tipo de terreno Malla Taladros Admisión media

Presiones medias de inyección

Cono de Abrams Resultado

Hospita Kaiser San Francisco, California

(1984)2 a 10m Arenas finas y arenas

limosas (C.F. no disponible)Triagular de 2.44 m de lado (8 pies). Solo malla

primaria 250 litros/metro (5% del volumen de terreno tratado) 28 a 32 bares 2 a 5 cm Satisfactorios, incrementos entre el 162 y el 210% en los golpeos del SPT.

Central eléctrica "St. John River" Jacksonville, Florida

(1983)10 a 17m Arenas finas y arenas

limosas (C.F. no disponible)

Cuadrada de 7.1m de lado (primaria) Cuadrada de 5.1m de lado (secundaria)

Resultando finalmente una malla triangular de 5.1m de lado (al combinar las anteriores)

3400 a 5600 litros/metro (15 - 25% del volumen de terreno trattado) No disponible 8 cm

A pesar de los grandes volumenes inyectados, Los resultados obtenidos han sido muy variables y en algunas capas (de poco espesor) no se llegó a satisfacer los

criterios de aceptación establecidos.

Presa "Pinopolis West" Moncks Corner, Carolina

del Sur (1984)

9 a 11.4m (berma de 6m sobre la superficie natural

del terreno)

Arenas limosas (C.F. 10-20%)

Cuadrada de 3.7m de lado (primaria) Cuadrada de 2.5m de lado (secundaria) Cuadrada de 1.8m

de lado (terciaria)

Taladros primarios 750 litros/metro (6.3% del volumen de terreno tratado) Taladros secundarios 152 litros/metro

(2.6% del volumen del terreno tratado) Taladros terciarios 270 litros/metro (9.6% del volumen del terreno tratado)

20 bares 8 cm

El tratamiento ha sido exitoso, se han producido incrementos del 425%, 343 y

682% en los ensayos de SPT, CPT y Dilatométricos, respectivamente.

Presa "Steel Creek" Carolina del Sur (1985)

6 a 15m (altura de la presa 24.4 m (90 pies))

Arenas arcillosas (C.F. 10 - 20%)

Cuadrada 3.7m de lado (combinando los taladros primarios, secundarios y terciarios)

475 - 600 litros/metro (4-5% del volumen de terreno a tratado)

No disponible. No disponible.

El tratamiento ha sido deficiente, a pesar de haber conseguido incrementos del orden del 40% en la resistencia a la penetración por

punta del CPT.

Base Naval "Kings Bay" Georgia (1987) 2 a 17m Arenas finas y arenas

limosas (C.F. 5- 26%)Cuadrada de 2.7m de lado (combinando los

taladros primarios y secundarios). 760 litros/metro (12% del volumen de terreno a tratar) No disponible. 5 cm

El tratamiento ha sido eficiente, lográndose incrementos entre 80 y 120% en la

resistencia por punta del CPT.

Presa "Chessman" Boulder Mountains,

Montana (1988)

1 a 4 m (altura de la presa 12.20m (40 pies))

Arenas limosas (C.F. 10-15%)

Triangular de 1.52m (5 pies) de lado (combinando los taladros primarios y secundarios). 320 litros/metro (16% del volumen de terreno a tratar) 28 bares 2.5 - 7.5 cm

El tratamiento ha sido eficiente, lográndose incrementos entre 300 y 1000% en los

golpeos del SPT.

Edificio en Sacramento Sacramento, California

(1993).14 a 23 m

Arenas y arenas limosas (con contenidos de finos

entre 5 y 15%)

Triangular de 1.98m (6.5 pies) de lado (zona 1) Triangular de 2.74m (9 pies) de lado (zona 2)

300 a 580 litros/metro (9 a 17% vol. de terreno tratado) 1000 a 1100 litros/metro (15 a 17% del terreno tratado)

No disponible. 2 a 5 cm

El tratamiento ha sido eficiente, lográndose incrementos en la resistencia por punta del

CPT entre 44 - 80% en arenas y, entre 388 - 588% en las arenas limosas.

"Metropolitan Transit District" Watsonville,

California (1993).4.6 a 11 m

Arenas limosas y limos arenosos (con contenidos de finos entre 15 y 50%)

Triangular de 1.50 m de lado 450 litros/metro (22 a % vol. de terreno tratado) No disponible. 5 cm

El tratamiento ha sido eficiente, lográndose incrementos en los golpeos del SPT entre 109-157% y en la resistencia por punta del

CPT entre 75-152%.

* Referida a la superficie del terreno natural.

Tabla VII-2 Resumen de casos con tratamiento mediante inyecciones de compactación en USA.



461

Radio Vs Prof. (m)

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Rad

io (m

)

NF 2m

NF 5m

NF 10m

NF 15m

NF 20m

Radio máximo que se podría alcanzar en la cavidad expandida en función de la profundidad, para arenas con contenidos de finos inferiores al

20-30% (IP<10%) y sin sobrecarga superficial (Figura V-29).



462


0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Pres

ión

/q´

Densas NF 2m

Densas NF 5m

Densas NF 10m

Densas NF 15m

Densas NF 20m

Presión máxima normaliza con el esfuerzo efectivo medio q´, que se podría alcanzar en la cavidad expandida en función de la profundidad,

para arenas con contenidos de finos inferiores al 20-30% (IP<10%) y sin sobrecarga superficial (Figura V-30).



463


0

1

2

3

4

5

6


Rp/

R


Variación con la profundidad del radio de influencia (radio plástico) normalizado con relación al radio de la cavidad expandida, para arenas con

contenidos de finos inferiores al 20-30% (IP<10%) y sin sobrecarga superficial (Figura V-31).



464


0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Rad

io (m

)

NF 2m

NF 5m

NF 10m

NF 15m

NF 20m

Radio máximo que se podría alcanzar en la cavidad expandida en función de la profundidad, para arenas con un contenido de finos inferior al

20–30% (IP<10%) y una carga superficial de 1kg/cm2 (Figura V-33).



465

Presión Vs. prof. (m)Sobrecarga superficial de 1 kg/cm2

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Pres

ión

/q´

Densas NF 2m

Densas NF 5m

Densas NF 10m

Densas NF 15m

Densas NF 20m

Presión máxima normalizada con el esfuerzo efectivo medio q´, que se podría alcanzar en la cavidad expandida en función de la profundidad,

para arenas con contenidos de finos inferiores al 20-30% (IP<10%) y una sobrecarga superficial de 1 kg/cm2 (Figura V-34).



466

Radio de influencia (Rp)/ Radio bulbo Vs. Prof.Sobrecarga superficial de 1 kg/cm2

0

1

2

3

4

5

6


Rp/

R



contenidos de finos inferiores al 20-30% (IP<10%) y una sobrecarga superficial de 1 kg/cm2 (Figura V-35).



467


0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Rad

io (m

)

NF 2m

NF 5m

NF 10m

NF 15m

NF 20m

Radio máximo que se podría alcanzar en la cavidad expandida en función de la profundidad, para arenas con contenidos de finos inferiores al

20-30% (IP<10%) y una carga superficial de 2kg/cm2 (Figura V-36).



468

Presión Vs. prof. (m)Sobrecarga superficial 2 kg/cm2

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Pres

ión

/q´

Densas NF 2m

Densas NF 5m

Densas NF 10m

Densas NF 15m

Densas NF 20m

Presión máxima normalizada con el esfuerzo efectivo medio q´, que se podría alcanzar en la cavidad expandida en función de la profundidad,

para arenas con contenidos de finos inferiores al 20-30% (IP<10%) y una sobrecarga superficial de 2 kg/cm2 (Figura V-37).



469

Radio de influencia (Rp)/ Radio bulbo Vs. Prof. Sobrecarga superficial de 2 kg/cm2

0

1

2

3

4

5

6


Rp/

R



contenidos de finos inferiores al 20–30% (IP<10%) y una sobrecarga superficial de 2 kg/cm2 (Figura V-38)



470

• El tratamiento, en los casos comentados, se ha realizado entre 1 y 23m

bajo la superficie del terreno original (natural). En el caso de las presas,

sobre dicha superficie existía la sobrecarga generada por el propio peso

de la misma. Debido a ello, solo es posible comparar con los ábacos, los

tratamientos realizados entre la superficie y 20m de profundidad (zona

con riesgo de licuación) y aquellos casos en la sobrecarga superficial

sea inferior a los 2kg/cm2.

• Para realizar la comparativa sólo basta con asumir la densidad inicial de

la arena antes del tratamiento (entre 1.65 a 1.75 ton/m3, para una arena

con una densidad relativa inicial entre el 40 y 50%) y a partir de ella,

determinar el esfuerzo efectivo medio inicial “q´”

+

3´.2´ hv σσ , siguiendo

el procedimiento descrito en el Capítulo V.

• La separación máxima entre taladros, calculada en base a los ábacos de

diseño, es variable. A medida que aumenta la profundidad, disminuye la

separación en que se debería colocar los taladros. El mismo fenómeno

se produce con las admisiones.

• Al comparar la separación entre taladros con la cual se han ejecutado

los tratamientos, con la que se podría obtener (para cualquier

localización del nivel freático y profundidad) a partir de los ábacos de

diseño, se observar que todos los casos, a excepción del tratamiento de

la presa “Chessman” y del “Metropolitan Transit District”, superan la

distancia máxima efectiva (2 veces el radio plástico o radio de influencia)

correspondiente a cada taladro.

• En cuanto a las admisiones, la comparativa es compleja, debido a que

intervienen variables como el factor de eficacia, cono de Abrams,

cantidad de agua en el diseño de mezcla, datos que en algunos casos

se desconoce. No obstante, cualquier admisión superior a 450

litros/metro se considera exagerada, aún tomando en consideración un

factor de eficacia en torno a 2.



471

• En todos los casos, a excepción de la presa “Steel Creek”, las

admisiones registradas han sido mucho mayores a las inicialmente

establecidas en diseño, esto se puede atribuir principalmente a dos

factores:

- El factor de eficacia.

- La rotura del terreno, manifestada mediante la formación de lajas,

que a su vez hacen incontrolable el proceso de inyección. Este

último aspecto se ha presentado casi en la totalidad de los casos

aquí recogidos.

• En relación a las presiones de inyección, los valores registrados en el

equipo de bombeo parecen razonables, no obstante no existe

información sobre los diámetros y longitud de las tuberías utilizadas, lo

cual hace imposible realizar una comparativa con los ábacos de diseño,

debido a que estos últimos proporcionan la presión necesaria para

expandir la cavidad (bulbo de mortero) en la interfaz mortero-terreno.

• En cuanto a los conos de Abrams, todos aquellos mayores a 5cm

superan las especificaciones recomendadas para de este tipo de

tratamiento, en las cuales limitan dicho valor a 5 cm, para evitar la

formación de lajas de mortero en el terreno y no perder el control sobre

el proceso de inyección.

• En todos los casos, los resultados han sido satisfactorios, a excepción

de la presa “Steel Creek”. No obstante, dichos buenos resultados están

matizados por una incorporación excesiva de mortero. Los resultados

negativos en el caso de la presa “Steel Creek”, se podría atribuir al

carácter altamente plástico de la fracción fina de la arena (arcilla), la cual

no ha permitido la correcta ejecución del tratamiento.

• En todos los casos, a excepción de la presa “Steel Creek”, las

admisiones registradas han sido exageradas.

Como comentario final, se puede apuntar que a pesar de los resultados

obtenidos, todos los casos presentados corresponden a diseños



472

descompensados, donde no ha existido un uso racional del mortero

incorporado. Hubiese sido posible alcanzar los mismos objetivos utilizando los

lineamientos de los ábacos propuestos, en los cuales se optimizan las

admisiones, las presiones y la separación máxima efectiva entre taladros,

significando esto último un ahorro económico y de plazo.

Lo anterior se ha visto confirmado con los datos y resultados obtenidos en el

campo de prueba y posteriormente, tratamiento masivo con inyecciones de

compactación en la “Reconfiguración de la Refinería Lázaro Cárdenas del Río,

Minatitlán, México” (Capítulo VI). En dicho proyecto, las inyecciones de

compactación han sido utilizadas para la mitigación del potencial de licuación

en arenas y arenas limosas, con un contenido de finos entre 5 y el 30%,

localizadas entre 10 y 20m de profundidad. Dicho terreno es parecido a los

encontrados en los casos descritos en este capítulo.

VII-4- CONCLUSIONES

En los apartados de este capítulo se realizó, en primer lugar, un análisis de los

casos encontrados en la literatura, en los cuales las inyecciones de

compactación han sido utilizadas para mitigar el peligro de licuación. Estos

casos son de aplicaciones realizadas en Estados Unidos, entre 1983 - 1993 y

en los cuales se pudo observar claramente que los diseños, que acompañaron

estos tratamientos, se realizaron con base empírica y sus resultados fueron

validados en campo mediante la metodología de “prueba y error”, lo cual

confirma uno de los hechos que ha motivado esta investigación, la falta de un

método práctico de diseño de este tipo de tratamiento.

El tipo de terreno en que se han realizado los tratamientos, arenas a arenas

limosas (contenido de finos entre 5 y 30%) y la profundidad en que se llevaron

a cabo los mismos, han permitido la comparación con los criterios de diseño



473

definidos en esta investigación, a partir de los ábacos de diseño desarrollado

en el Capítulo V.

Dentro de los casos analizados, algunos corresponden a actuaciones bajo

obras existentes (Presas de Pinopolis West, Steel Creek y Chessman).

A partir de la comparativa realizada, se puede señalar que a pesar de que los

resultados del tratamiento han sido satisfactorios, todos los casos presentados

corresponden a diseños descompensados, sin un uso racional del mortero

incorporado. En donde claramente se ha producido una rotura del terreno, en

vez de una densificación controlada mediante la expansión de la cavidad con

mortero.

Hubiese sido posible alcanzar los mismos objetivos utilizando los lineamientos

de los ábacos propuestos, en los cuales se optimizan las admisiones, las

presiones y la separación máxima efectiva entre taladros, significando esto

último un ahorro económico y en plazo.

Lo anterior se ha visto confirmado con los datos y resultados obtenidos en el

campo de prueba y posteriormente, el tratamiento masivo con inyecciones de

compactación en la “Reconfiguración de la Refinería Lázaro Cárdenas del Río,

Minatitlán, México” (Capítulo VI). En dicho proyecto, las inyecciones de

compactación han sido utilizadas, de manera muy exitosa, para la mitigación

del potencial de licuación en arenas y arenas limosas, con un contenido de

finos entre 5 y el 30%, localizadas entre 10 y 20m de profundidad. Dicho

terreno es parecido a los encontrados en los casos descritos en este capítulo.

Finalmente se puede concluir que la presente investigación constituye un buen

aporte al mundo de los tratamientos del terreno y muy específicamente a

aquellos, cuyo objetivo es mitigar el potencial de licuación. A partir del método

presentado, es posible configurar diseños de tratamientos mediante el uso

racional, eficiente y económico de las inyecciones de compactación.

CAPÍTULO VIII

CONCLUSIONES Y FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN

CAPÍTULO VIII- CONCLUSIONES Y FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN


477

VIII – 1. CONCLUSIONES VIII – 1-1 Sobre el fenómeno de licuación

La licuación es el fenómeno en el cual la resistencia y la rigidez de ciertos suelos, es reducida por la acción sísmica u otro tipo de carga rápida. Debido a ello, la aplicación de una carga cíclica (como un sismo por ejemplo), a un suelo granular en condiciones no drenadas o parcialmente drenadas, origina un incremento de la presión intersticial que reduce en el mismo valor la tensión efectiva, pudiendo bajo ciertas condiciones igualarla, anulando la resistencia del terreno y produciendo el fenómeno conocido como licuación.

Existen una serie de factores que afectan de manera directa o indirecta la

ocurrencia de este fenómeno, entre los cuales se podrían destacar las propiedades índices y de estado del terreno, las condiciones iniciales de esfuerzo y de deformación, y las características de la solicitación (sismo o cualquier otra carga cíclica).

Con la finalidad de obtener una visión más completa de los mecanismos

bajo los cuales se inicia el fenómeno de la licuación y sus variables implicadas, así como el establecimiento de criterios que permitieran determinar el potencial de licuación, surgió la necesidad de investigar el comportamiento de arenas sueltas saturadas, para lo cual se utilizaron inicialmente ensayos de laboratorio.

No obstante, debido a las limitaciones propias de los equipos de

laboratorio, que no reproducen adecuadamente las condiciones de esfuerzo y de frontera reales, sumado a las perturbaciones originadas por el proceso convencional de toma de las muestras y el alto costo de este proceso mediante procedimientos especiales como el método de congelación, dicho análisis no tiene más que un valor cualitativo, en la mayoría de los casos.



478

VIII – 1-2 Sobre los métodos de predicción del fenómeno de licuación

Debido a lo expuesto en el apartado anterior, es recomendable la evaluación del potencial de licuación mediante el uso de los métodos de predicción basados en ensayos in situ. Dichos métodos se apoyan en correlaciones empíricas de algunas características de los suelos, obtenidas mediante pruebas de campo y ensayos simples de laboratorio (contenidos de finos, plasticidad, entre otros), con el comportamiento de los mismos observado en sismos previos.

Entre los métodos de predicción basados en ensayos in situ, los más

usados son los basados en resultados de ensayos de penetración (SPT y CPT), debido a que son los que cuentan con las bases de datos más amplias y completas. No obstante, se están desarrollando últimamente los métodos basados en la velocidad de propagación de las ondas de corte, aunque los datos con que se cuenta hasta la fecha no son muy numerosos. Además de los métodos mencionados, existen otros que intentan correlacionar los resultados de otras pruebas in situ (como el piezocono, dilatómetro plano, medición de las propiedades eléctricas y la explosión de cargas de dinamita), sin embargo, la cantidad de datos en que se basan estas correlaciones son bastante escasos.

Los métodos de predicción basados en los ensayos in situ, determinan el

potencial de licuación mediante: - Evaluación de la resistencia a la licuación (τl/σ'v) del terreno, por medio

de ensayos de penetración y/o la velocidad de las ondas de corte, para posteriormente compararlo con el esfuerzo cíclico inducido por el sismo (τd/σ'v).

- Determinación del valor crítico de la resistencia a la penetración, para que no se produzca licuación.

- Evaluación del potencial de licuación mediante el valor de la aceleración máxima en superficie y la resistencia a la penetración del cono estático (sin necesidad de determinar la relación cíclica de esfuerzo).

- Análisis de la fracción fina del terreno (este método sirve de apoyo a todos los anteriores, debido a que no toma en cuenta aspectos como la



479

densidad relativa y las acciones dinámicas). De acuerdo con los métodos de este tipo, se llegó a la conclusión que el porcentaje de finos es, en general, menos importante que la plasticidad de los mismos.

Al analizar las diferentes variables que intervienen en los métodos

anteriormente comentados se pudo observar, en algunas de ellas, una gran dispersión en las curvas propuestas para la determinación de las variables que intervienen en el análisis de licuación, así como los factores de corrección y/o normalización de la resistencia a la penetración del SPT, la resistencia por punta del CPT y los factores de escala asociados a las magnitudes de los sismos, lo cual introduce incertidumbres a la hora de llevar a cabo este tipo de análisis.

El método de Armijo, es el único método que correlaciona directamente la

resistencia a la licuación, con la forma en que varía, con la profundidad, la resistencia a la penetración con cono estático (CPT), utilizando el valor de la aceleración máxima sin necesidad de estimar la relación cíclica de esfuerzos. Sin embargo, dicho método fue desarrollado a partir de unos rangos de aceleración muy limitados y luego extrapolando los resultados obtenidos, a otros rangos de aceleraciones. Por lo tanto, existe cierta incertidumbre a la hora de su aplicación, sobre todo cuando se evalúa el potencial de licuación en un rango de aceleraciones distinto al considerado para su desarrollo.

Todos los métodos revisados permiten estimar, unos con más precisión

que otros, la resistencia a la licuación mediante figuras y ecuaciones citadas en el Capítulo II. Sin embargo dichos métodos han sido desarrollados para unas condiciones ideales, es decir campo libre (tensión vertical actuante igual a la tensión generada por el peso del terreno que gravita a una profundidad determinada), superficie del terreno horizontal y suelos normalmente consolidados.

En caso de que no se cumplan algunas de las tres condiciones descritas

anteriormente, será necesario afectar los valores de la relación cíclica resistente del terreno por los coeficientes Kα , Kσ y KOCR, lo cual extiende



480

la aplicación de los métodos simplificados a tensiones verticales superiores a las gravitatorias, a terrenos con superficie inclinada y a suelos preconsolidados.

VIII – 1-3 Sobre el nuevo método de evaluación del potencial de licuación

basado en el ensayo de penetración con cono (CPT), desarrollado en este trabajo de investigación

Aunque el SPT presenta la ventaja de proporcionar muestras y de disponer de una gran base de datos para obtener correlaciones con la resistencia a la licuación, tiene la desventaja de ofrecer una pobre repetibilidad, una gran variabilidad entre los diferentes operadores y equipos, además de ser de carácter discontinuo. Debido a ello, el CPT resulta más adecuado para establecer correlaciones con el potencial de licuación, ya que frente al SPT tiene la ventaja de ser una prueba más confiable, rápida y con registro continuo.

Hasta mediados de los años 90, no existía un método satisfactorio para

evaluar el potencial de licuación basado en una correlación directa, entre las variaciones de las resistencias por punta (qc) y fricción (fs) del CPT con la profundidad. Prácticamente todos los métodos hasta esa fecha, se fundamentaban en transformar valores de qc en valores de NSPT

equivalentes (mediante correlaciones SPT

cN

q ), para luego aplicarlos en

métodos basados en el SPT o convertir las curvas del método de Seed (establecidas a partir de los datos de SPT) en curvas en función de la resistencia por punta del cono, mediante las correlaciones citada previamente. Sin embargo, en todos estos métodos se requiere el conocimiento del diámetro medio de partícula del suelo (D50) y/o en el contenido de finos (CF), ambos parámetros no disponibles de manera directa de los registros del CPT.

En el año 1995 aparece el método de Armijo, como el primer método de

predicción de licuación basado directamente en los registros del CPT, la aceleración máxima en la superficie del terreno y la profundidad. Este



481

método se desarrolló a partir de las investigaciones realizadas en los Valles de Mexicali e Imperial (México y USA), a partir de un conjunto de pruebas de campo, específicamente 144 ensayos CPT, realizados en sitios donde hubo y no hubo licuación.

Este método se basó en una base de datos limitada y unos rangos de

aceleración específicos, para luego extrapolarlos a otros rangos de aceleración. Esto ha motivado, que en esta investigación se desarrollara un nuevo método de predicción tomando como punto de partida el propuesto por Armijo, ampliando la base de datos con nuevos sismos y abarcando un rango más amplio de aceleraciones.

El nuevo método de predicción propuesto se sustenta con una base de

datos con más de 500 CPTS documentados, en distintos lugares del mundo donde, bajo la acción de diferentes sismos, se ha producido o no licuación.

Este método de predicción, establece unas curvas límite por la izquierda y

por la derecha, definiendo el rango de susceptibilidad a la licuación. La curva límite por la izquierda, se ha definido a partir de los casos de no licuación en suelos cuyo comportamiento ha estado gobernado por la fracción fina de los mismos, siendo esta curva siempre constante. La curva límite por la derecha es variable, debido a que la misma es función de las aceleraciones máximas registradas en la superficie del terreno, hasta un límites de 0.5 g, a partir de cuyo valor la curva será constante. En este método, la relación de fricción (fs/qc.) se utilizará con carácter de apoyo a las curvas límite señaladas anteriormente. Cuando este valor supere el 2.5% el suelo no será susceptible de licuarse. En las Figuras VIII-1 y VIII-2 se presenta el procedimiento de aplicación del método y el ábaco con las curvas comentadas previamente.

Con este método solo se podrá hacer una evaluación del potencial de

licuación de depósitos normalmente consolidados, formados principalmente por suelos saturados que comprendan desde arenas finas hasta limos de baja plasticidad, no cementados y geológicamente recientes, y además, identificar en ellos áreas críticas potenciales, en las



482

cuales puede ser requerida una determinación más detallada que incluya pruebas SPT y toma de muestras adicionales.

Figura VIII-1 Planteamiento del nuevo método de predicción del potencial de licuación.



483

Método de predicción del potencial de licuación

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 50 100 150 200

qc/σ´v

Prof

. (m

)

Izq 0.2g 0.3g 0.4g >0.5g

No licuación

Licuación

No licuación

Figura VIII-2 Método de evaluación del potencial de licuación desarrollado en este

trabajo de investigación.

Este método permite tener en cuenta la corrección de la resistencia por punta del cono, por la presencia de capas blandas que confinen un estrato delgado de arena, así como los coeficientes Kα , Kσ y KOCR comentados en Capítulo II y en el apartado anterior.



484

Las curvas límite por izquierda y por derecha, y el valor límite del factor

fs/qc, en los cuales está basado el método propuesto, no son definitivos y podrán ser mejorados a medida que se vayan analizando más datos correspondientes a sitios que se licuaron y que no lo hicieron, bajo la acción de sismos diferentes.

VIII – 1-4 Sobre los métodos de mejora del terreno para mitigar el

potencial de licuación

Cuando los métodos de evaluación del potencial de licuación, analizados

en el Capítulo II (y comentados anteriormente), indiquen que se puede

producir licuación o que los márgenes de seguridad no son los

adecuados, deberán tomarse medidas para prevenir la ocurrencia de

este fenómeno o evitar sus consecuencias.

Las medidas de mitigación que pueden aplicarse pueden estar

orientadas, por un lado, a evitar la ocurrencia de la licuación

(generalmente mediante técnicas de mejora del terreno) o por otro lado

a afrontar las consecuencias potenciales de la ocurrencia de la misma

(mediante actuaciones sobre las edificaciones que se estimen afectadas

y/o sus cimentaciones).

De acuerdo con la experiencia existente, en la mayor parte de los casos

resulta conveniente adoptar medidas para evitar la ocurrencia de la

licuación y dentro de ellas, las más efectivas son las que se basan en

densificar y/o reforzar el terreno.

Los métodos de mejora del terreno para evitar la ocurrencia de la

licuación, se pueden dividir en dos categorías:

- Los métodos de mejora del terreno aplicables a obras nuevas.



485

- Los métodos de mejora del terreno aplicables a obras o

construcciones ya existentes.

Dentro de los métodos orientados a las obras nuevas, los basados en la

densificación del terreno son los más fiables. Esta afirmación ha sido

contrastada con la experiencia, debido al gran número de tratamientos

ejecutados y los resultados obtenidos. Por lo anterior, se consideran

como el método estándar para mitigar el potencial de licuación.

No obstante, la aplicación de estas técnicas (vibroflotación,

vibrosustitución, compactación dinámica clásica y rápida) genera efectos

indeseables sobre el medio ambiente, debido a las vibraciones y al ruido

producido durante la ejecución de las mismas.

Los métodos como la vibroflotación y la vibrosustitución son capaces de

mejorar depósitos con espesores considerables (hasta los 25 - 30m de

profundidad). Sin embargo, los métodos de compactación dinámica

clásica y compactación dinámica rápida pueden ser ejecutados con un

menor costo, pero su profundidad de influencia es limitada (en torno a

10m en la compactación dinámica clásica y unos 5m en la compactación

dinámica rápida), tendiendo a ser menos efectivos a medida que

aumenta la misma.

Otro aspecto importante a tener en cuenta es el contenido de finos del

terreno. La efectividad de la vibroflotación y la compactación dinámica

clásica y rápida disminuye a medida que se incrementan el contenido de

finos, no siendo recomendables para suelos cuyo valor sea superior al

10% en la vibroflotación y 15 - 20% en la compactación dinámica. En

terrenos con contenido de finos superiores a los previamente señalados,

se pueden llevar a cabo un tratamiento mediante la vibrosustitución

(columnas de grava), combinando el efecto de densificación parcial

inducido durante su ejecución y la acción drenante de las mismas, a los



486

cuales se les podría adicionar la reducción del cortante tangencial cíclico

por el efecto de inclusión flexible que la columna introduce en el terreno

tratado.

Entre los métodos de mitigación cuya aplicación está orientada a

construcciones existentes, los basados en inyecciones son los más

efectivos y fiables. Éstos además de contrarrestar los efectos de la

licuación, incrementan la capacidad portante del terreno y minimizan las

deformaciones tangenciales durante la acción sísmica. Tienen la ventaja

de que su ejecución puede realizarse con bajos niveles de ruido y

vibraciones. Sin embargo, debe prestarse mucha atención al costo de la

actuación y a los efectos de los agentes estabilizantes sobre el medio

ambiente. La susceptibilidad frente a la licuación en un terreno bajo una

cimentación, en caso que se utilice un tratamiento parcial en zonas muy

localizadas y no en masa, disminuye por el efecto de confinamiento y de

restricción a las deformaciones tangenciales.

A la hora de seleccionar un método de mitigación apropiado, el

proyectista debe tomar en cuenta los costos, los factores de ejecución,

el tipo de estructura, las condiciones del terreno, los efectos

ambientales, la fiabilidad, la facilidad de supervisión y además los

aspectos propios de cada tipo de actuación.

Del estudio y análisis de las diferentes técnicas del terreno agrupada en

esta categoría, se concluyó que las inyecciones de compactación son

las más adecuadas para evitar y contrarrestar el fenómeno de la

licuación, así como los efectos asociados a ella en obras construidas,

por los siguientes motivos:

- Están basadas en la densificación del terreno, a través de la

inyección. De esta manera engloban las características propias de

ambos métodos.

- Sirven al mismo tiempo de recalce a la estructura en cuestión.



487

- Su costo es bajo en relación a otras técnicas similares.

- Su ejecución es sencilla.

- Los resultados obtenidos en terreno granulares saturados han sido

muy satisfactorios.

- Se pueden realizar en condiciones de gálibo limitado.

- No tiene efectos ambientales.

- Son de fácil supervisión y control, entre otros aspectos.

VIII – 1-5 Sobre las inyecciones de compactación

La utilización de esta técnica, para mitigar el potencial de licuación de

terrenos granulares sueltos, es relativamente reciente. Durante mucho

tiempo su utilización estuvo destinada a la compensación de asientos y

recalces de estructuras.

Al combinar las características de la técnica de recalce, con las propias

de esta técnica de inyección, hacen de este tipo de tratamiento una

técnica fiable, eficaz, económica y sobre todo, aplicable a escenarios

variados e inclusive bajo obras y estructuras existentes.

La mitigación del potencial de licuación se obtiene mediante

densificación del terreno. El agua y el aire contenido dentro del mismo

son forzados a salir, produciéndose un reacomodo de las partículas que

lo constituyen.

El proceso de inyección deberá ser continuo hasta superar una presión

límite, un volumen límite y/o que se produzcan movimientos indeseados.

Esta técnica de mejora será más eficiente a medida que disminuye el

contenido de finos en el terreno a mejorar.



488

No obstante, los mecanismos en que se basa las inyecciones de

compactación no están completamente comprendidos, lo cual reduce la

fiabilidad de los diseños realizados hasta la fecha. Por ello, en esta

investigación se realizó un estudio detallado de las inyecciones de

compactación, con el objetivo final de desarrollar un método de diseño

práctico y de fácil aplicación.

VIII – 1-6 Sobre el nuevo método de diseño para inyecciones de compactación propuesto en esta investigación

Las inyecciones de compactación envuelven, en sí misma, una serie de

parámetros complejos, propios de las diferentes condiciones y

propiedades del terreno, además de las variables relacionadas con el

proceso mismo de inyección. Por este motivo, los métodos de diseño

más empleados actualmente, se han establecido a partir de la

experiencia práctica y el empirismo (método de prueba y error), aspectos

que reducen la efectividad de este tratamiento, como medida de

mitigación del potencial de licuación.

Con la finalidad de tener un mejor conocimiento de esta técnica, así

como el planteamiento de un método de diseño práctico, se llevó a cabo

un estudio detallado sobre el tema, cuyos principales objetivos han sido:

- Determinar las distribuciones de las tensiones y deformaciones

volumétricas del terreno tratado en torno a los puntos de inyección.

- Conocer el papel que desempeña el incremento de la densidad

relativa (mediante esta técnica) en la resistencia a la licuación.

- Verificar el comportamiento combinado del terreno mejorado y las

columnas de mortero ante cargas cíclicas sísmicas.

Al inicio de esta investigación, se planteo desarrollar el método de

diseño comentado a partir del análisis y simulaciones con elementos



489

finitos, utilizando para ello programas comerciales. Sin embargo, se llegó

a la conclusión de que no es posible, debido a problemas derivados de

las limitaciones de los modelos constitutivos de los programas

existentes. Estos no están pensados para grandes deformaciones, como

las que se producen en las inyecciones de compactación, las cuales

provocan (en estos programas) problemas asociados a la generación de

la malla y a la convergencia. Por lo cual, se requiriere el desarrollo de

programas y/o modelos constitutivos específicos para poder estudiar

este problema, asuntos que están fuera del alcance de esta

investigación (Anejo V-1).

El método de diseño propuesto se basa en desarrollos semi-analíticos,

específicamente en la teoría de expansión de cavidades y en los

mecanismos de rotura que experimentan los terrenos granulares

prácticamente sin cohesión, al expandirse una cavidad a una

profundidad específica, combinando:

- El análisis del proceso de inyección, mediante el estudio evolutivo de

las presiones necesarias para expandir una cavidad esférica.

- El análisis de la relación presión – volumen de la cavidad expandida

en rotura, es decir, la combinación volumen (radio de la cavidad) –

presión en la interfaz cavidad-terreno que produciría la rotura del

terreno y que a su vez generaría movimientos en la superficie del

mismo.

Dentro del método de diseño, uno de los aportes consiste en la

posibilidad de evaluar la deformación volumétrica, experimentada en la

zona densificada (mejora inducida), directamente a partir de los

parámetros de resistencia y de deformabilidad del terreno; no teniendo

que recurrir a la determinación de la misma mediante ensayos de

laboratorio, en muchos casos complicados. Esta estimación de la

deformación volumétrica permanente en la zona plástica, permitió



490

desarrollar una metodología para evaluar la mejora inducida por el

tratamiento (incluida en el método de diseño propuesto), así como la

determinación de la separación óptima (por densificación) entre los

taladros de inyección.

Se ha podido deducir a partir de simulaciones realizadas con el método

de diseño propuesto, que el criterio de cese de inyección por

movimientos verticales en la superficie del terreno (rotura de la cuña

sobre el punto de inyección), sólo se produce a profundidades inferiores

a 3m, para los volúmenes teóricos efectivos estimados con el mismo.

Con el objetivo de facilitar la utilización de este método, se desarrollaron

unos ábacos (Figuras VIII-3, VIII-4 y VIII-5) constituidos por una serie de

curvas que relacionan la variación del radio (a su vez el volumen de

mortero a incorporar), la presión máxima que podría alcanzar la cavidad

expandida y la separación óptima entre taladros. Todo ello en función de

la profundidad del tratamiento y el estado tensional inicial del terreno.

El procedimiento de aplicación del nuevo método de diseño se

encuentra esquematizado en la Figura VIII- 6.

Para generalizar la utilización de este método de diseño y permitir su

aplicación bajo edificaciones existentes, se han incluido en el Capítulo V

unos ábacos de diseño, que toman en cuenta una sobrecarga superficial

de 1 y 2 kg/cm2.

Este método de diseño es aplicable a arenas con contenido de finos

inferiores a 20-30% (IP<10%) y que durante el proceso de ejecución del

tratamiento, el caudal de inyección se mantenga lo suficientemente bajo

(inferior a 55-60 lts/min), de tal forma que no se produzcan,

prácticamente, incrementos en la presión intersticial o de poro.



491

El volumen inyectado (medido en el equipo de bombeo) no se traduce

estrictamente en una reducción del volumen de huecos, debido a

factores relacionados principalmente con la pérdida de agua del mortero

y consolidación del mismo. Por ello, hay que tener en cuenta un factor

de eficacia (variable entre 1.2 y 2.4, dependiendo de las propiedades del

mortero y el terreno), que debe ser aplicado al volumen teórico obtenido

con el método de diseño propuesto.

Al actuar la acción sísmica, en forma de la tensión tangencial media, las

columnas de mortero tienden a tomar la mayor parte de la tensión

actuante (siempre y cuando no fallen por flexión), debido a su mayor

rigidez en relación con la del terreno que le circunda. Esto puede

interpretarse como si se produjese una descarga en el terreno,

aumentando el factor de seguridad frente a la licuación, al disminuir la

relación cíclica de esfuerzos actuantes. En esta investigación se

desarrolló un método para la evaluación de dicha descarga y la

determinación de los espesores máximos a que sería aplicable.

De acuerdo a un análisis de sensibilidad realizado, para un factor de

reemplazo (Área transversal de la columna de mortero / Área de

influencia de la misma) del 20% (cota superior en este tipo de

tratamientos), se estimó que la carga que puede llegar a actuar en el

terreno circundante a las columnas, es inferior al 20% de la tensión

tangencial media actuante para valores de rigidez del mortero superiores

a 20 veces el valor de rigidez del terreno.

En dicho análisis también se ha podido observar, que el efecto de

refuerzo de las columnas disminuye a medida que aumenta la

profundidad del estrato, y que el espesor máximo en que la columna

puede trabajar como refuerzo del terreno disminuye, a medida que

aumenta la aceleración. Ambas tendencias se deben a que la tensión

tangencial media actuante, se incrementa con la tensión vertical total y la



492

aceleración. También se observó que a mayor diámetro de las

columnas, dicho espesor máximo se incrementa para la misma relación

profundidad / diámetro. Esto último se atribuye a que a mayor diámetro

existe mayor inercia y por lo tanto mayor resistencia a flexión.

Figura VIII-3 Tamaño máximo del bulbo inyectado en función de la profundidad,

dependiendo de la localización del nivel freático, para arenas con C.F.

inferiores al 20-30% (IP<10%) y sin sobrecarga superficial.



493

Figura VIII-4 Presión máxima en el bulbo inyectado en función del esfuerzo efectivo

medio inicial q´

+

3´.2´ hv σσ

y la profundidad, dependiendo de la

localización del nivel freático, para arenas con C.F. inferiores al 20-30%

(IP<10%), homogéneas e isótropas y sin sobrecarga superficial.



494

Figura VIII-5 Radio de influencia máximo por taladro en función del radio del bulbo

inyectado (Figura 5) y la profundidad, dependiendo de la localización

del nivel freático y para arenas con C.F. inferiores al 20-30% (IP<10%) y




495

Figura VIII- 6 Esquema de la aplicación del método de diseño para las inyecciones

de compactación desarrollado en esta investigación.



496

No obstante, si no se utilizan fibras que incremente la resistencia a

tracción, el espesor de terreno en que las columnas podrían trabajar sin

fallar (por flexión) es limitado, siendo inferior a 2 m (en un terreno aún

susceptible de licuarse, por no haberse logrado la densificación

requerida) para columnas de 0.40 m de diámetro, localizadas en capas

muy superficiales del terreno y aceleraciones en torno a 0.1 g. Este valor

disminuye drásticamente a medida que aumenta la aceleración, la

profundidad y disminuye el diámetro de la columna de mortero.

VIII – 1-7 Sobre la verificación del método de diseño propuesto

La verificación del método de diseño se ha realizado a partir de una

serie de ensayos llevados a cabo “in situ”, por el autor de esta

investigación, durante los trabajos de asesoría que Geotecnia y

Cimientos S.A. (GEOCISA) realizó para DRAGADOS INDUSTRIAL

(Contratista General), en el proyecto “Reconfiguración de la Refinería

Lázaro Cárdenas de Río, en Minatitlán (Estado de Veracruz), México”.

Con la finalidad de validar el método de diseño propuesto, se realizaron

una serie de ensayos y pruebas “in situ”, que se detallan a continuación:

Ensayos de pérdida de carga (presión) durante el proceso de

bombeo. Estos ensayos se realizaron con el objetivo de determinar las pérdidas

de cargas producidas en las tuberías de acero y goma, al circular por su

interior un mortero, con las características del utilizado para las

inyecciones de compactación. Las pérdidas se han expresado en función

del coeficiente de fricción de estos materiales y permiten establecer una

correlación, entre los valores de las presiones registradas en los puntos

de control del tratamiento y las realmente transmitidas al terreno que se

pretende mejorar.



497

Ensayos de inyección, excavación y extracción de taladros

inyectados.

Estos se han realizado con el objetivo de comprobar, en campo, la

geometría de los bulbos de mortero inyectados, en función de las

presiones y admisiones registradas durante el proceso de inyección,

para posteriormente compararlo con lo esperable teóricamente siguiendo

el método de diseño propuesto.

Comparando los resultados esperables según diseño, con los medidos

directamente sobre los taladros extraídos y los calculados utilizando los

coeficientes fricción en las tuberías (obtenidos en el ensayo de pérdida

de carga), se llegó a la conclusión que ambos resultados (presión y

admisiones teóricas según diseño y los medidos en campo) son

similares; lo anterior valida el método de diseño propuesto en estos

aspectos.

Campo de pruebas.

Con la finalidad de evaluar la eficacia del tratamiento en su conjunto, así

como la validación de la separación entre taladros (determinada a partir

del método de diseño propuesto), se ejecutó un campo de prueba,

acompañado de una serie de ensayos de SPT y CPT antes y después

del tratamiento. Los resultados del análisis de licuación llevado a cabo,

valida la eficacia del tratamiento en sentido global y la separación óptima

entre taladros de inyección.

Ensayos de verificación del tratamiento masivo con inyecciones de

compactación.

Los resultados obtenidos en los ensayos de verificación (SPT, de

acuerdo con los requerimientos de la obra), del tratamiento masivo

ejecutado en la Unidad Hidrodesulforadora Diesel, perteneciente a la

“Reconfiguración de la Refinería Lázaro Cárdenas de Río” (3970

taladros, representando una área de 11154.5 m2), confirman las



498

conclusiones establecidas en el campo de prueba y en los ensayos

previos.

Con base a los argumentos expuestos, en cuanto al mortero, volúmenes

(admisiones), presiones, separación de taladros, ejecución y verificación

de los resultados, se concluyó que el diseño realizado con el método

propuesto cumple satisfactoriamente el objetivo fijado (mitigar el peligro

de licuación) y por lo tanto, se puede considerar validada la metodología

propuesta.

VIII – 1-8 Sobre la verificación con otros casos reales

Los casos comparados pertenecen a la literatura técnica y corresponden

a aplicaciones realizadas en Estados Unidos, desde 1983.

Los diseños, que acompañaron estos tratamientos, se realizaron con

base empírica y sus resultados fueron validados en campo mediante la

metodología de “prueba y error”, lo cual confirma uno de los hechos que

ha motivado esta investigación: la falta de un método práctico de diseño

para este tipo de tratamiento.

El tipo de terreno en que se han realizado los tratamientos, arenas a

arenas limosas (contenido de finos entre 5 y 30%) y la profundidad en

que se llevaron a cabo los mismos, han permitido la comparación con

los criterios de diseño definidos en esta investigación, a partir de los

ábacos de diseño desarrollados.

Algunos de los casos corresponden a actuaciones bajo obras existentes,

específicamente los relacionados con las presas Pinopolis West, Steel

Creek y Chessman.



499

A partir de la comparativa realizada, se puede señalar que a pesar de

que los resultados de los tratamientos han sido satisfactorios, todos los

casos presentados corresponden a diseños descompensados, sin un

uso racional del mortero incorporado, en donde claramente se ha

producido una rotura del terreno, en vez de una densificación controlada

mediante la expansión de la cavidad con el mortero.

Se hubiese alcanzado los mismos objetivos utilizando los lineamientos

de los ábacos propuestos, en los cuales se optimizan las admisiones, las

presiones y la separación máxima efectiva entre taladros, significando

ahorro económico y de plazos de ejecución.

Lo anterior se vio confirmado con los datos y resultados obtenidos en el

campo de prueba y posteriormente, el tratamiento masivo con

inyecciones de compactación en la “Reconfiguración de la Refinería

Lázaro Cárdenas del Río, Minatitlán, México”. En dicho proyecto, las

inyecciones de compactación han sido utilizadas, de manera muy

exitosa, para la mitigación del potencial de licuación en arenas y arenas

limosas, con un contenido de finos entre 5 y el 30%, localizadas entre 10

y 20m de profundidad. Siendo el terreno parecido a los encontrados en

los casos descritos en la literatura.

Finalmente, puede concluirse que la presente investigación constituye

un buen aporte al mundo de los tratamientos del terreno y de manera

muy específica a aquellos cuyo objetivo es mitigar el potencial de

licuación. A partir del método presentado, es posible configurar diseños

de tratamientos mediante el uso racional, eficiente y económico de las

inyecciones de compactación.



500

VIII – 1-9 Sobre los objetivos de esta tesis

En función de lo expuesto en este capítulo puede concluirse, finalmente, que se

ha cumplido con todos los objetivos propuestos al comienzo de esta tesis,

cuyas aportaciones originales pueden resumirse como sigue:

Un método para evaluar la susceptibilidad a la licuación basado en la

correlación directa entre la resistencia a la licuación y la forma en que

varía con la profundidad, la resistencia a la penetración con el CPT

(apartado II-8, Capítulo II).

Un método de diseño de las inyecciones de compactación basado en la

expansión de cavidades esféricas. Dicho método sigue una metodología

práctica, combinando el estudio del proceso de inyección (expansión de

una cavidad esférica), con el de la relación volumen-presión en el bulbo

de mortero inyectado (cavidad expandida) que provocaría la rotura del

terreno, es decir, acoplando dos análisis en un solo modelo. Este

método es aplicable tanto a obras nuevas, como a obras existentes

(apartado 5, Capítulo V) e incluye unos ábacos de diseño, que facilitan

su aplicación (apartado 9, Capítulo V y Figuras V-29 a V-38).

Un método de evaluación de la concentración de tensiones que se

produce en los taladros inyectados (inclusión rígida), dentro del terreno

reforzado con inyecciones de compactación, ante la acción sísmica. Lo

cual permite incrementar el factor de seguridad frente a la licuación en el

o los estratos donde no se haya alcanzado el mínimo requerido por la

normativa (apartado 11, Capítulo V y Figura V-27). Este método incluye

un procedimiento que permite estimar el espesor máximo de terreno

(con coeficiente de seguridad insuficiente), en que el taladro inyectado

con mortero puede actuar como una inclusión rígida sin llegar a la rotura

(apartado 11, Capítulo V y Figuras V-28 y V-29).



501

La determinación de los coeficientes de fricción en las tuberías de acero

y goma (comunmente utilizadas en este tipo de tratamiento) al circular

por su interior un mortero con las características del empleado para las

inyecciones de compactación, de tal forma, que se puedan evaluar las

presiones realmente transmitidas en los puntos de inyección a partir de

las presiones registradas en los puntos de control del tratamiento

(apartado 3-2, Capítulo VI y Figura VI-2 y VI-3).

Finalmente, el estado del arte actualizado sobre el estudio del fenómeno

de licuación, así como el de las diferentes técnicas de mejora del terreno

(Capítulos II y III), además del desarrollo de un modelo que reproduce el

proceso evolutivo de expansión de una cavidad cilíndrica en función de

las presiones aplicadas (apartado 5, Capítulo V), constituyen otros

aportes de esta investigación.

VIII- 2 FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN

• Aún habiendo alcanzado los objetivos descritos en el Capítulo 1, el

carácter de este trabajo impone limitaciones a la amplitud del mismo.

Por ello, es deseable prolongar los estudios llevados a cabo en esta

investigación, bajo la óptica de nuevas líneas de investigación como las

que se proponen a continuación.

• La generalización del método de predicción del fenómeno de licuación

basado en CPT, a otras condiciones distintas a aquellas para las cuales

fue obtenido.

• Las curvas límites por izquierda y por derecha, y el valor límite del factor

fs/qc, en los cuales está basado el método propuesto, no son definitivos y

podrán ser mejorados a medida que se vayan analizando más datos



502

correspondientes a sitios que se licuaron bajo la acción de sismos

diferentes. Estos sitios deberán ser, no solo de características similares

a los ya analizados, sino también de características diferentes a los

mismos, con el objeto de ampliar el alcance de dicho método para poder

aplicarlo, por ejemplo, terrenos formados principalmente por arenas

gruesas y medias, saturadas.

• Las inyecciones de compactación envuelven una serie de parámetros

complejos, debido a las diferentes condiciones y propiedades del

terreno, además de las variables relacionadas con el proceso mismo de

inyección, por lo tanto, en el desarrollo del método de diseño

(presentado en esta investigación) se realizaron algunas

simplificaciones, por lo que existen ciertos aspectos que merecen la

pena seguir investigando, entre los que se puede citar:

- Extender la aplicación del método de diseño a otras aplicaciones

distintas a la mitigación del potencial de licuación, por ejemplo,

recalces y compensación de asientos.

- Generalizar el método de diseño, de tal forma que pueda ser aplicado

a otros tipos de suelos, tomando en cuenta que ello implica el

desarrollo de un nuevo modelo que relacione la combinación entre el

volumen (radio de la cavidad expandida) – presión en la interfaz

cavidad-terreno, que produciría la rotura del terreno y a su vez

generación movimientos en la superficie del terreno.

- Optimizar el modelo existente (aquí desarrollado), incorporándole

algún mecanismo que permita tener en cuenta la mejora obtenida por

la superposición de bulbos dentro de la ejecución de un mismo

taladro. Así como también, las mejoras inducidas al terreno por las

fases previas de inyección dentro de un mismo taladro.

• En los tratamientos con inyecciones de compactación se han constatado

discrepancias entre las admisiones registradas (cuantificadas en el



503

equipo de bombeo) y las densidades relativas estimadas en los terrenos

tratados, bajo la hipótesis de que la reducción de huecos en el terreno,

se produce acorde con una distribución uniforme de las deformaciones

volumétricas del estrato tratado. Por ello, en los diseños se incorpora un

factor de eficacia, de tal manera que se pueda tener en cuenta esta

diferencia. Investigar sobre la variación de dicho factor, en función de los

componentes del mortero y su diseño de mezcla, así como de la puesta

en obra y el terreno a tratar, representa un buen campo de investigación.

• De la misma manera, la variación de los coeficientes de fricción, en

función de los componentes de la mezcla de mortero, la temperatura, y

el estado en el interior de las tuberías de conducción, cuando se hace

circular el mortero, también constituyen otro buen campo de

investigación.

• El método de evaluación del suelo como un terreno reforzado,

compuesto por los taladros y el suelo que le circunda, puede ser

mejorado tomando en cuenta aspectos como la interacción inclusión-

suelo-estructura, constituyendo otra futura línea de investigación.

CAPÍTULO IX

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CAPÍTULO IX- BIBLIOGRAFÍA


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Hoja de cálculo 2A B C D E F G H I

Terreno Densidad φ R Prof. (d) θ P FS=1.5 P/FSkN/m3 grados m m grados kN/m2

Arena Dr 50% 17,7 33 0,1 3 45 11963,9936 1,5 7975,9957517,7 33 0,2 3 45 3289,19571 1,5 2192,7971417,7 33 0,3 3 45 1602,42917 1,5 1068,2861217,7 33 0,4 3 45 984,952049 1,5 656,63469917,7 33 0,5 3 45 686,75574 1,5 457,8371617,7 33 0,6 3 45 518,079019 1,5 345,38601317,7 33 0,7 3 45 412,348702 1,5 274,89913517,7 33 0,8 3 45 341,119041 1,5 227,41269417,7 33 0,9 3 45 290,499275 1,5 193,66618417,7 33 1 3 45 253,015545 1,5 168,6770317,7 33 1,1 3 45 224,338498 1,5 149,55899817,7 33 1,2 3 45 201,810086 1,5 134,54005717,7 33 1,3 3 45 183,719746 1,5 122,47983117,7 33 1,4 3 45 168,923022 1,5 112,615348

Terreno Densidad

CAPITULO X

ANEJOS

ANEJO II

Anejo II pág. 2 Mejora de terrenos potencialmente licuables por inyecciones de compactación

ANEJOS CAPÍTULO II

ANEJO II


Tabla II-13: Base de datos artículo ASCE 1995

Lugar Sondeo Licuación? Profundidad (m) Nivel freáticoTensión

vertical total (KPa)

Tensión vertical efectiva (KPa)

Diámetro medio (mm)

Contenido de finos (%) qc (Mpa) a max. (g) Referencia

(a) Terremoto de Niigata 1964 (M= 7.5)

Kwagishi-Cho Building Si 2.8 1.1 52 35.3 0.33 0-5 3.14 0.16 Shibata y Teparaksa (1988)Si 4.6 1.1 85.3 51 0.33 0-5 1.57 0.16Si 5.2 1.1 97.1 56.9 0.33 0-5 7.06 0.16Si 8 1.1 149.1 81.4 0.33 0-5 5.49 0.16

Kwagishi-Cho Building Si 4.8 2 89.2 61.8 0.33 0-5 5.34 0.16Si 6.7 2 124.5 78.5 0.33 0-5 7.8 0.16SI 11.1 2 206.9 117.1 0.33 0-5 9.51 0.16

South bank No 4.5 0.5 84.3 45.1 0.3 0-5 7.85 0.16No 5 0.5 93.2 49 0.3 0-5 14.27 0.16

(b) 1971 San Fernando Valley Earthquake (M=6.4)

Juvenille Hall, California 2-B1 Si 8.5 8.4 167.6 166.1 0.058 62 6.37 0.5 Bennett (1989)2-B1 Si 10.2 8.4 200.5 182.6 0.073 50 6.86 0.52-C No 13.3 8.4 260.3 212.5 0.4 18 11.77 0.52-C No 13.9 8.4 272.3 218.5 0.068 52 19.32 0.52-C No 14.8 8.4 290.3 227.5 0.044 68 21.57 0.5

Juvenille Hall, California 4-B1 Si 6.4 5.8 125.7 119.7 0.052 64 3.14 0.54-B2 Si 8.4 5.8 164 138.9 0.045 71 0.69 0.54-C No 9.9 5.8 194.5 154.2 0.07 49 1.77 0.54-C No 10.7 5.8 209.5 161.7 0.16 38 9.81 0.54-C No 11.6 5.8 227.4 170.7 0.53 49 8.73 0.54-C No 12.8 5.8 251.4 182.7 0.057 56 5.39 0.54-C No 14.8 5.8 290.3 202.1 0.072 51 9.32 0.5

Juvenille Hall, California 6-B1 Si 4.6 4.3 89.8 86.8 0.042 74 0.69 0.56-C No 9.1 4.3 179.6 131.7 0.05 61 7.06 0.56-C No 10.7 4.3 209.5 146.7 0.95 46 10.79 0.56-C No 11.3 4.3 221.4 152.7 0.069 52 13.73 0.56-C No 13.9 4.3 272.3 178.2 0.06 56 8.83 0.56-C No 15.1 4.3 296.3 190.2 0.082 47 6.86 0.5

Juvenille Hall, California 10-B1 Si 5 4.7 98.8 95.8 0.072 52 1.96 0.510-B1 Si 5.8 4.7 113.7 103.3 0.055 65 0.69 0.510-B1 Si 6.6 4.7 128.7 110.8 0.038 83 2.94 0.510-C No 10.2 4.7 200.5 146.7 0.067 52 0.69 0.510-C No 11.1 4.7 218.5 155.7 0.059 55 1.96 0.510-C No 12.2 4.7 239.4 166.2 0.13 38 4.9 0.510-C No 13.1 4.7 257.4 175.2 0.062 54 9.81 0.510-C No 14.6 4.7 287.3 190.2 0.045 64 15.69 0.5

Juvenille Hall, California 11-B1 Si 6.3 5.9 122.7 119.7 0.051 61 1.96 0.511-B1 Si 7.3 5.9 143.6 130.2 0.1 43 1.96 0.511-C No 9.8 5.9 191.5 154.2 0.24 25 20.6 0.5

C) 1975 Haicheng Earthquake (M=7.3) (Ying-Kou city)

Paper mill site Si 4 1.5 74.6 50 0.07 72 0.65 0.15 Arulanandan et al (1986)

Glass fiber site Si 3 1.5 55.5 41.2 0.08 42 0.53 0.15

Construction building site Si 7 1.5 130.5 76.5 0.02 83 0.38 0.15

Fishery and shipbuilding site Si 3.5 1.5 65.2 45.6 0.016 90 1.3 0.15

Middle school site No 10.3 1.5 191 105.2 0.016 92 0.73 0.15

Chemical fiber site Si 7.5 1.5 139.8 80.9 0.035 61 1.2 0.15

ANEJO II


Continuación Tabla II-13: Base de datos artículo ASCE 1995






(d) 1976 Tangshan Earthquake

Tanghsan area T-10 Si 3 1,5 55,9 41,2 0,06 1,67 0,4Si 6 1,5 111,8 67,7 0,25 9,22 0,4Si 7,8 1,5 145,1 83,4 0,25 5,59 0,4Si 8,5 1,5 158,9 90,2 0,3 7,45 0,4

Tanghsan area T-11 Si 0,9 0,9 16,7 16,7 0,17 1,47 0,4Si 1,3 0,9 24,5 20,6 0,17 0,98 0,4Si 1,8 0,9 33,3 24,5 0,17 4,9 0,4

Tanghsan area T-12 Si 2 1,6 37,3 33,3 0,14 2,45 0,4Si 3 1,6 55,9 42,2 0,14 2,55 0,4Si 4 1,6 74,5 51 0,16 3,14 0,4Si 4,7 1,6 87,3 56,9 0,16 5,69 0,4Si 6,4 1,6 119,6 72,6 0,16 3,43 0,4Si 9,5 1,6 177,5 100 0,16 8,24 0,4

Tanghsan area T-13 Si 2 1,1 37,3 28,4 0,12 1,67 0,4Si 2,1 1,1 39,2 28,4 0,12 3,43 0,4Si 2,7 1,1 50 34,3 0,12 4,02 0,4

Tanghsan area T-14 Si 1,5 1,3 28,4 26,5 0,17 5,39 0,4Si 3 1,3 55,9 39,2 0,32 8,83 0,4

Tanghsan area T-15 Si 1,2 1 22,6 20,6 0,48 6,86 0,4Si 1,8 1 33,3 25,5 0,48 1,16 0,4Si 2,5 1 47,1 32,4 0,48 4,16 0,4

Tanghsan area T-16 No 4 3,5 74,5 69,6 0,16 11,25 0,4No 8,4 3,5 156,9 108,9 0,2 15,46 0,4

Tanghsan area T-17 No 3,1 2,8 57,9 54,9 0,21 11,17 0,2No 4,1 2,8 76,5 63,7 0,21 11,89 0,2No 5,2 2,8 97,1 73,5 0,14 17,42 0,2

Tanghsan area T-18 Si 4,7 3,6 87,3 76,5 0,17 1,62 0,2Si 5,2 3,6 97,1 81,4 0,17 3,58 0,2

Tanghsan area T-19 Si 1,5 1,1 28,4 24,5 0,19 1,01 0,2Si 2,9 1,1 53,9 36,3 0,31 4,9 0,2Si 4 1,1 74,5 46,1 0,18 2,85 0,2Si 5,5 1,1 103 59,8 0,18 5,94 0,2

Tanghsan area T-20 No 1,2 1,1 22,6 21,6 0,17 12,98 0,2No 1,7 1,1 31,4 25,5 0,17 12,81 0,2No 2,1 1,1 39,2 29,4 0,17 16,27 0,2

Tanghsan area T-21 No 3,1 3,1 57,9 57,9 0,26 10,39 0,2No 3,3 3,1 61,8 59,8 0,26 8,94 0,2No 4 3,1 74,5 65,7 0,26 11,07 0,2

Tanghsan area T-22 Si 3,7 0,8 68,6 40,2 0,16 1,9 0,2Si 4 0,8 74,5 43,1 0,16 4,9 0,2

Tanghsan area T-23 Si 3,7 1,4 68,6 46,1 0,14 2,2 0,2Si 3,9 1,4 72,6 48,1 0,14 2,6 0,2

Tanghsan area T-24 Si 2,8 1 52 34,3 0,16 4,31 0,2Si 3,2 1 59,8 38,2 0,16 2,94 0,2

Tanghsan area T-25 Si 8,2 0,7 153 79,4 0,08 8,83 0,2

Tanghsan area T-26 Si 5,2 0,8 97,1 53,9 0,14 1,96 0,1

Tanghsan area T-27 Si 5 0,7 93,2 51 0,07 1,08 0,2

Tanghsan area T-28 No 11 0,7 205 103,9 0,08 15,2 0,1No 11,4 0,7 212,8 107,9 0,08 6,37 0,1

ANEJO II








Tanghsan area T-29 No 4,8 1 89,2 52 0,1 8,83 0,1No 5,3 1 99 56,9 0,1 2,45 0,1No 5,9 1 109,8 61,8 0,1 16,18 0,1

Tanghsan area T-30 No 4,8 2,5 89,2 66,7 0,25 13,39 0,1No 6 2,5 111,8 77,5 0,25 13,85 0,1No 8,5 2,5 158,9 100 0,28 18,57 0,1

Tanghsan area T-31 Si 2,3 2,3 43,1 43,1 0,16 3,45 0,2Si 3,1 2,3 57,9 50 0,16 2,68 0,2

Tanghsan area T-32 Si 3 2,3 55,9 49 0,21 3,23 0,2Si 3,2 2,3 59,8 51 0,21 4,04 0,2Si 3,8 2,3 70,6 55,9 0,21 2,88 0,2

Tanghsan area T-33 Si 3,2 2,3 59,8 51 0,15 2,94 0,2Si 5 2,3 93,2 66,7 0,32 5,74 0,2Si 5,6 2,3 103,9 77,6 0,32 8,83 0,2

Tanghsan area T-34 Si 2,6 2,5 48,1 47,1 0,13 1,84 0,2

Tanghsan area T-35 Si 3,9 2,9 72,6 62,8 0,17 2,5 0,2Si 4 2,9 74,5 63,7 0,17 4,41 0,2Si 5,6 2,9 103,9 77,5 0,17 4,16 0,2

Tanghsan area T-36 No 6 2,3 111,8 75,5 0,22 7,85 0,2

Lutai area L-1 No 6,9 0,4 111,8 57,2 0,062 8,31 0,2No 12 0,4 223,6 110,6 0,67 4,46 0,2No 13,1 0,4 244,2 120,4 0,067 5,68 0,2

Lutai area L-2 Si 5,9 0,2 111,8 54,3 0,062 2,43 0,2Si 6 0,2 118,7 55,3 0,062 1,54 0,2Si 11,2 0,2 208,9 101,8 0,067 1,42 0,2Si 11,6 0,2 215,7 104,6 0,067 2,11 0,2Si 12,1 0,2 225,5 109,7 0,067 2,55 0,2

Lutai area L-3 Si 11,2 0,4 208,9 101,8 0,067 2,68 0,2Si 11,5 0,4 214,8 104,6 0,067 1,75 0,2

Lutai area L-4 No 11,1 0,8 206,9 106,5 0,067 7,49 0,2

(e) 1977 Vrancea Earthquake (M= 7.2)

Dimbovitza (site 1) Si 4,2 1 78,5 47,1 0,2 5,12 0,22 Shibata y Teparaksa (1988)Si 5 1 93,2 53,9 0,2 3,66 0,22Si 6 1 111,8 62,8 0,2 3,05 0,22Si 7 1 130,4 71,6 0,2 1,29 0,22Si 8 1 149,1 80,4 0,2 5,12 0,22

(f) 1979 Imperial Velley Earthquake (M=6.6)

Heber Road A2 No 4 2,1 62,8 44,5 0,11 15-20 19,9 0,6 Youd y Bennett (1983)A2 Si 4 2,1 62,8 44,5 0,11 15-20 1,8 0,6A3 No 4 2,1 62,8 44,5 0,08 40 7 0,6

River Park Unit A Si 2 0,2 31,4 13,9 0,07 50 2 0,2Unit C Si 5 0,2 78,5 31,6 0,15 20 4,9 0,2

(g) 1983 Nihonkai-Cho Earthquake (M=7.7)

Noshiro-Cho No 3,1 2 56,9 47,1 0,32 9,81 0,23 Shibata y Teparaksa (1988)No 3,8 2 71,6 53 0,32 15,69 0,23No 5 2 94,1 63,7 0,32 15,08 0,23Si 2,8 2,1 53 45,1 0,32 1,76 0,23Si 3,4 2,1 62,8 51 0,32 4,02 0,23Si 5,1 2,1 94,1 65,7 0,32 7,8 0,23Si 6 2,1 111,8 73,5 0,32 8,8 0,23

(h) 1988 Sanguenay Earthquake ( M=5.9)

Ferland,Quebec,Canada No 2,5 1,8 50,8 43,1 0,1 15 4,26 0,25 Tuttle et al. 1990No 3,5 1,8 70,4 53,1 0,1 15 4,91 0,25Si 4,5 1,8 90 63 0,1 15 2,76 0,25No 5,5 1,8 109,6 72,8 0,1 15 5,71 0,25No 6,5 1,8 129,3 82,6 0,1 15 6,51 0,25No 7,5 1,8 148,9 92,4 0,1 15 7,77 0,25No 8,5 1,8 168,5 102,2 0,1 15 7,77 0,25

ANEJO II








(i) 1989 Loma Prieta Earthquake (M=7.1)

S. Fco. Marina District mar-01 No 5,8 2,3 118,4 84 0,303 5 16,75 0,24 Bennett (1990)

S. Fco. Marina District mar-02 No 3,4 2,7 69,4 63 0,239 3 9,75 0,24No 5,8 2,7 118,4 88,5 0,253 2 19 0,24

S. Fco. Marina District mar-03 No 3,8 2,7 77,6 67,2 0,275 4 13,94 0,24No 4,9 2,7 100 78,9 0,367 3 18 0,24No 6,9 2,7 140,9 100,1 0,35 4 13 0,24

S. Fco. Marina District mar-04 Si 3,4 2,9 64,1 59,1 0,178 5 3,35 0,24Si 6,1 2,9 115 83,6 0,16 21 0,75 0,24

S. Fco. Marina District mar-05 Si 6,4 2,4 120,6 81,8 0,197 3 1,2 0,24

S. Fco. Marina District mar-06 No 7 5,5 131,9 117,1 0,244 6

Leonardini Farmer 39 Si 2,3 1,4 45,6 36,4 0,1 20-25 1,3 0,14 Charlie et al. 199438 Si 2,2 1,7 44,1 39,5 0,1 20-25 1,5 0,1437 No 3 2,1 60,4 51,8 0,12 20-25 2,5 0,14

Port of Richmond POR2 Si 5 to 7 2,5 108,9 66,2 0,07 57 1,7 0,16 Kayen et al. 1992 y Mitchell et al. 1994 POR3 Si 5 to 7 2,5 108,9 66,2 0,07 57 1,9 0,16POR4 Si 5 to 7 2,5 108,9 66,2 0,07 57 1,5 0,16

S. Fco. Oakland Bay Bgd. SFOBB1 Si 5 to 7.5 2 128,8 87,1 0,27 7 4,7 0,29SFOBB2 Si 6 to 9 2 154,5 100,6 0,26 12 10 0,29SFOBB3 Si 6 to 8 2 154,5 100,6 >0.25 9 0,29SFOBB4 Si 6 to 8 2 154,5 100,6 >0.25 5 0,29SFOBB5 Si 6 to 8 2 154,5 100,6 >0.25 9,4 0,29

Port of Oakland POO7-1 Si 3 130,5 91,2 >0.25 0-5 11,7 0,29POO7-2 Si 5 to 7 3 111,8 82,4 0,3 3 8,7 0,29POO7-3 Si 4 to 7 3 116,5 84,6 0,3 5 6,5 0,29POO7-4 No 7 to 12 3 177,1 113,3 >0.25 0-5 0,29POO7-5 Si 4 to 6 3 102,5 78 >0.25 0-5 0,29POO7-6 Si 4 to 7 3 102,5 78 >0.25 0-5 0,29

Oakland airport ACTP3 Si 2 to 5 2 65,2 50,5 0,22 10 10ACTP4 Si 2 to 5 2 65,2 50,5 0,22 10 5ACTP7 Si 2 to 5 2 65,2 50,5 0,22 10 5,3 7,35

Bay farm island BFI-P6 Si 2 to 5 2 65,2 50,5 0,22 10 6,1 0,3DFI-DIKE No 3 to 5 2 74,6 54,9 0,22 20 26 0,3DFI-CPT1 Si 2 to 4 2 55,9 46,1 0,22 0,3

ANEJO II


Tabla II-14: Base de datos Valle de Mexicali

Earthquake Lugar Prof (m) qc(kg/cm2) fs/qc (%) σ´v (kg/cm2) qc/σ´v a max. Licuación

Sismo 8 de junio 1980 Valle de Mexicali 2.5 34 <1 0.45 75.98 0.6 g Si3 20 <1 0.49 40.57 0.6 g Si

3.5 38 <1 0.54 70.57 0.6 g Si5 40 <1 0.68 59.26 0.6 g Si

5.5 40 <1 0.72 55.52 0.6 g Si2.5 30 0.8 0.43 69.20 0.6 g Si3 27 0.7 0.48 56.37 0.6 g Si

3.5 20 0.1 0.52 38.13 0.6 g Si4 44 0.8 0.57 77.19 0.6 g Si

4.4 65 0.8 0.61 107.19 0.6 g Si4.6 52 0.8 0.62 83.25 0.6 g Si5 17 1 0.66 25.72 0.6 g Si

6.7 80 0.15 0.82 98.08 0.6 g Si6.7 80 0.15 0.82 98.08 0.6 g Si7.15 66 0.3 0.86 77.04 0.6 g Si8.6 25 1 0.99 25.29 0.6 g Si9 60 0.2 1.03 58.54 0.6 g Si

2.5 15 <1 0.43 35.09 0.6 g Si3 25 <1 0.47 52.85 0.6 g Si

4.5 25 <1 0.61 41.02 0.6 g Si5 40 <1 0.66 61.07 0.6 g Si

6.5 15 2 0.79 18.95 0.6 g Si7 26 1 0.84 31.06 0.6 g Si

7.2 5 <1 0.86 5.85 0.6 g Si7.5 45 <1 0.88 50.99 0.6 g Si6.7 30 2.5 0.81 37.05 0.6 g Si2.5 25 <1 0.43 58.48 0.6 g Si2.6 10 2 0.44 22.90 0.6 g Si3 31 <1 0.47 65.54 0.6 g Si

3.5 34 <1 0.52 65.57 0.6 g Si7 12 2.5 0.84 14.34 0.6 g Si

7.8 20 <1 0.91 21.98 0.6 g Si8 38 <1 0.93 40.95 0.6 g Si

8.5 45 <1 0.97 46.22 0.6 g Si9 15 <1 1.02 14.72 0.6 g Si

2.4 20 1 0.42 47.80 0.6 g Si2.6 19 1.2 0.44 43.52 0.6 g Si3.45 41 0.8 0.51 79.77 0.6 g Si3.6 18 2.1 0.53 34.12 0.6 g Si4 25 1.5 0.56 44.33 0.6 g Si

4.5 40 1 0.61 65.63 0.6 g Si6.75 42 0.9 0.81 51.58 0.6 g Si7.9 20 1.8 0.92 21.77 0.6 g Si8.2 21 1.8 0.95 22.19 0.6 g Si2.5 17 1.2 0.45 37.99 0.6 g Si3 28 0.9 0.49 56.80 0.6 g Si

3.4 12 2.4 0.53 22.67 0.6 g Si4 40 0.8 0.58 68.49 0.6 g Si

4.5 30 0.2 0.63 47.66 0.6 g Si5 10 1 0.68 14.81 0.6 g Si7 45 1 0.86 52.51 0.6 g Si

7.25 51 0.8 0.88 57.97 0.6 g Si8 41 0.9 0.95 43.25 0.6 g Si9 40 0.1 1.04 38.50 0.6 g Si9 40 0.1 1.04 38.50 0.6 g Si

2.4 9.5 0.2 0.42 22.44 0.6 g Si3 40 0.3 0.48 83.68 0.6 g Si

3.5 42 0.8 0.52 80.23 0.6 g Si4 39 0.8 0.57 68.54 0.6 g Si

4.5 33 0.85 0.61 53.70 0.6 g Si5 45 0.9 0.66 68.18 0.6 g Si

5.5 58 1 0.71 82.21 0.6 g Si8 19 2.2 0.93 20.36 0.6 g Si

8.3 6 1.9 0.96 6.25 0.6 g Si2.5 40 0.6 0.43 93.57 0.6 g Si3.5 19 0.6 0.52 36.64 0.6 g Si4 28 0.5 0.56 49.65 0.6 g Si

ANEJO II


Continuación Tabla II-14: Base de datos Valle de Mexicali

Earthquake Lugar Prof (m) qc(kg/cm2) fs/qc (%) σ´v (kg/cm2) qc/σ´v a max. Licuación

4.8 17 1.1 0.64 26.70 0.6 g Si5.2 21 0.7 0.67 31.19 0.6 g Si7.8 24 0.2 0.91 26.38 0.6 g Si9 71 0.1 1.02 69.68 0.6 g Si

2.5 10 0.8 0.45 22.25 0.6 g Si2.75 9 1.8 0.47 19.06 0.6 g Si

3 15 0.2 0.50 30.30 0.6 g Si4 30 0.4 0.59 51.19 0.6 g Si

4.5 45 0.9 0.63 71.26 0.6 g Si5 50 2.5 0.68 73.86 0.6 g Si8 10 2 0.95 10.53 0.6 g Si

8.2 4 2 0.97 4.13 0.6 g Si8.3 10 0.3 0.98 10.23 0.6 g Si4 2 0 0.60 3.31 0.6 g Si5 25 1 0.70 35.97 0.6 g Si

4.5 4 3.5 0.63 6.35 0.6 g No7 2 20 0.86 2.33 0.6 g No8 4 20 0.95 4.22 0.6 g No9 2 8 1.04 1.92 0.6 g No

10 1.5 40 1.13 1.33 0.6 g No6 4 12 0.75 5.32 0.6 g No

6.85 4 14 0.83 4.82 0.6 g No8 6 8.2 0.93 6.42 0.6 g No

8.7 12 4.1 1.00 12.03 0.6 g No3.3 8 6 0.50 15.99 0.6 g No3.6 22 7 0.53 41.70 0.6 g No4 4 10 0.56 7.09 0.6 g No

5.5 4 12 0.70 5.71 0.6 g No6 5 15 0.75 6.70 0.6 g No

2.75 6 3 0.45 13.33 0.6 g No5 4 10 0.66 6.11 0.6 g No6 2 25 0.75 2.68 0.6 g No

7.3 7.5 10 0.86 8.68 0.6 g No5 10 7 0.66 15.27 0.6 g No

5.5 10 4 0.70 14.28 0.6 g No6 9 4 0.75 12.06 0.6 g No

7.5 17 3.8 0.88 19.26 0.6 g No8 10 4.2 0.93 10.78 0.6 g No

4.3 6 6 0.61 9.82 0.6 g No5.5 2 10 0.72 2.78 0.6 g No6 3 >10 0.77 3.92 0.6 g No

6.5 4 >10 0.81 4.93 0.6 g No7.7 2 >10 0.92 2.17 0.6 g No9.3 2 8 1.07 1.88 0.6 g No8.5 1 8 0.99 1.01 0.6 g No5.5 8.5 3 0.72 11.81 0.6 g No6 4 2.6 0.77 5.23 0.6 g No8 1 10 0.95 1.06 0.6 g No9 5 5 1.04 4.82 0.6 g No6 6 4 0.75 7.99 0.6 g No7 4 8 0.84 4.75 0.6 g No9 5 >8 1.02 4.88 0.6 g No

4.5 6 3.8 0.61 9.84 0.6 g No5 12 7 0.66 18.32 0.6 g No6 5 8 0.75 6.70 0.6 g No7 3 >14 0.84 3.58 0.6 g No8 7 >14 0.93 7.54 0.6 g No6 8 5 0.77 10.42 0.6 g No7 6 4 0.86 6.98 0.6 g No9 8 4 1.04 7.68 0.6 g No

2.5 6 5 0.47 12.83 0.6 g No3 4 8 0.51 7.80 0.6 g No

3.5 4 5 0.56 7.16 0.6 g No4.5 4 6 0.65 6.16 0.6 g No5.5 3 3.5 0.74 4.05 0.6 g No6 1 4.5 0.79 1.27 0.6 g No

6.5 4 5 0.83 4.81 0.6 g No7 5 11 0.88 5.70 0.6 g No

7.5 4 7 0.92 4.34 0.6 g No8 3 10 0.97 3.10 0.6 g No

8.5 4 17 1.01 3.95 0.6 g No9 1 50 1.06 0.94 0.6 g No

9.5 3 35 1.10 2.72 0.6 g No10 6 10 1.15 5.22 0.6 g No

ANEJO II


Tabla II-15: Base de datos Seed y otros.

País Nombre Lugar Fecha M L H N.F. σo σó rd D50 FC% CC% GC% N Cn N1 Factor de Uc N1(60) τd/σó qc (qc=3.5N) qc/σó amaxm m Kg/cm2 Kg/cm2 conversión Kg/cm2

Japón Kwanto Arakawa 49 01/09/23 7,9 1 8 3 1,52 1,02 0,15 33 9 0 2 2 25 1,9 0,181 7 6,86 0,2USA L. Beach Pier A 11/03/33 6,3 0 8,2 1,8 1,51 0,91 0,91 0,11 25 8 1,06 8,5 1 8,5 0,198 28 30,77 0,2

Japón Tonankai Ienaga 7/12/44 8 3 3 2,5 0,51 0,46 0,99 0,15 30 4 2 1,29 2,6 1,17 7,5 3 0,143 7 15,22 0,2Japón Fukui Takaya2 28/06/48 7,3 0 4 0,8 0,68 0,36 0,13 35 14 7 11,2 50 13,7 0,161 24,5 68,06 0,16Japón Fukui Agri Union 28/06/48 7,3 1 6 0,9 1,02 0,52 0,1 21 8 11,1 1,7 13,5 0,45 28 53,85 0,4Japón Tocachi-Oki Nanaehama 16/05/68 8,2 3 4 1 0,76 0,46 0,98 0,12 20 6 5 1,29 6,5 1,17 6 7,5 0,21 17,5 38,04 0,2USA S. Fernando Van Norman 9/02/71 6,6 3 6,1 3,1 1,1 0,88 0,97 0,1 20 9 1,07 9,6 0,75 7,2 0,355 31,5 35,80 0,45

China Haicheng Yingkou G. 4/02/75 7 3 8,2 1,5 1,61 0,94 0,92 0,08 48 13 1,05 13,7 1 13,7 0,204 45,5 48,40 0,2China Tangshan Qing Yin 27/07/76 7,6 3 5,3 0,9 1,04 0,6 0,98 0,14 20 17 1,2 20,4 1 20,4 0,386 59,5 99,17 0,35China Tangshan Coastal R 27/07/76 7,6 3 6,1 1,2 1,19 0,7 0,97 0,14 12 10 1,15 11,5 1 11,5 0,139 35 50,00 0,13China Tangshan Lutuai 52 28/07/76 7,8 2 11 0,5 2,2 1,3 0,07 50 15 7 20 6 0,192 0 0,00 0,2China Tangshan Lutuai 53 28/07/76 7,8 1 11 0,5 2,2 1,3 0,07 50 15 8 20 20 0,192 0 0,00 0,2

Argentina Argentina San Juan B1 23/11/77 7,2 3 8,2 4,6 1,45 1,08 0,92 0,15 20 9 1 9 0,75 6,8 0,16 31,5 29,17 0,2Japón Miyagiken Hiyori 18 20/02/78 6,4 0 5 2,5 0,95 0,7 0,98 0,15 20 7 9 1,15 10,4 1,09 15 11,3 0,121 31,5 45,00 0,14Japón Miyagiken Ishinamaki 2 20/02/78 6,4 0 4 1,4 0,76 0,5 0,98 0,15 10 4 1,26 5 1,09 1,5 5,5 0,116 14 28,00 0,12Japón Miyagiken Yuriagek 1 12/06/78 7,5 3 5,3 1,8 0,95 0,6 0,98 0,04 60 2 1,2 2,4 1 2,4 0,24 7 11,67 0,24Japón Miyagiken Hiyori 18 12/06/78 7,5 2 5 2,5 0,95 0,7 0,98 0,15 20 7 0 9 1,15 10,4 1,09 15 11,3 0,207 31,5 45,00 0,24Japón Miyagiken Nakajima 2 12/06/78 7,5 1 4,5 2,5 0,85 0,65 0,98 0,12 26 8 8 10 1,18 11,8 1,09 12 12,9 0,2 35 53,85 0,24Japón Miyagiken Ishinamaki 2 12/06/78 7,5 3 4 1,4 0,76 0,5 0,98 0,15 10 0 4 1,26 5 1,09 2 5,5 0,194 14 28,00 0,2USA Imperial V. Heber RD1 15/10/79 6,7 0 3,7 1,8 0,69 0,51 0,98 0,11 25 28 1,26 35,3 1,05 37 0,677 98 192,16 0,78USA Imperial V. Heber RD2 15/10/79 6,7 2 3,7 1,8 0,69 0,51 0,98 0,12 29 1 1,26 1,3 1,05 1,3 0,677 3,5 6,86 0,78USA Imperial V. Heber RD3 15/10/79 6,7 0 4,3 1,8 0,81 0,57 0,98 0,09 37 13 1,22 15,9 1,05 16,7 0,711 45,5 79,82 0,78USA Imperial V. Heber RD4 15/10/79 6,6 3 4 1,8 0,74 0,52 0,12 25 5 4 5,6 11 7,3 0,449 14 26,92 0,6USA Imperial V. Heber RD7 15/10/79 6,6 0 4 1,8 0,74 0,52 0,1 19 1 11 15,3 2,4 19,9 0,449 38,5 74,04 0,6USA Imperial V. River Pk A 15/10/79 6,7 3 1,8 0,3 0,36 0,21 0,99 0,04 80 15 3 1,56 4,7 0,79 3,7 0,267 10,5 50,00 0,24USA Imperial V. River Pk C 15/10/79 6,7 3 4,3 0,3 0,85 0,45 0,98 0,15 18 4 11 1,3 14,3 1,05 15 0,285 38,5 85,56 0,24USA Imperial V. Radio TB1 15/10/79 6,7 3 3,4 2,1 0,62 0,5 0,98 0,05 75 2 1,26 2,5 1,05 2,6 0,159 7 14,00 0,2USA Imperial V. Radio TB2 15/10/79 6,7 0 2,3 2,1 0,4 0,39 0,99 0,1 30 11 1,35 14,9 0,79 11,7 0,134 38,5 98,72 0,2USA Imperial V. Mckin R.A 15/10/79 6,7 3 2,1 1,5 0,39 0,33 0,99 0,1 31 3 1,4 4,2 0,79 3,3 0,389 10,5 31,82 0,51USA Westmorland Wildlife B 26/03/81 6 3 4,9 0,9 0,96 0,56 0,98 0,09 40 9 1,22 11 1,05 11,5 0,282 31,5 56,25 0,26USA Westmorland Kornbloom B 26/03/81 6 3 4,3 2,7 0,79 0,64 0,98 0,04 92 5 1,18 5,9 1,05 6,2 0,252 17,5 27,34 0,32USA Westmorland River Pk A 26/03/81 6 0 1,8 0,3 0,36 0,21 0,99 0,04 80 3 1,56 4,7 0,79 3,7 0,234 10,5 50,00 0,21USA Westmorland River Pk C 26/03/81 6 0 4,3 0,3 0,85 0,45 0,98 0,15 18 11 1,3 14,3 1,05 15 0,25 38,5 85,56 0,21USA Westmorland River Pk C 26/03/81 6 3 3,4 2,1 0,62 0,5 0,99 0,05 75 2 1,27 2,5 1,05 2,7 0,16 7 14,00 0,2USA Westmorland Radio TB2 26/03/81 6 0 2,3 2,1 0,4 0,39 0,99 0,1 30 11 1,35 14,9 0,79 11,7 0,134 38,5 98,72 0,2USA Westmorland Mckin R.A 26/03/81 6 0 2,1 1,5 0,39 0,33 0,99 0,11 31 3 1,4 4,2 0,79 3,3 0,069 10,5 31,82 0,09USA S. Fernando Jensen Pl. 9/02/71 6,6 3 17 16,5 3,22 3,22 0,7 0,07 50 24 0,64 15,4 0,75 11,5 0,205 84 26,09 0,45

ANEJO II


Nomenclatura utilizada en la Tabla II-15

M : magnitud del sismo.

L : Características de las evidencias superficiales.

L = 3 : licuación extensiva.

L = 2 : licuación.

L = 1 : sin licuación.

H : profundidad de la capa considerada, en m.

N.F. : profundidad del nivel freático, en m.

σo : presión vertical total, en kg/cm2.

σ´o : presión vertical efectiva, en kg/cm2.

rd : factor de reducción del esfuerzo de corte inducido por el sismo, en función

de la profundidad.

D50 : tamaño efectivo medio de las partículas, en mm.

FC : contenido de finos en %.

CC : contenido de arcilla en %.

GC : contenido de grava, en %.

N : número de golpes para hincar los 30 cm centrales del tomamuestras del

SPT.

CN : coeficiente de corrección para normalizar el N para una presión vertical

efectiva de 1 kg/cm2 (N1 = CN.N).

N1 : valor de N normalizado para normalizar el N para una presión vertical

efectiva de 1 kg/cm2.

Factor de conversión: factor que permite transformar los valores de N

obtenidos en los se obtendría si el equipo del SPT

aplicara una energía igual al 60% de la teórica del

ensayo.

Uc : coeficiente de uniformidad (D60/D10).

(N1)60 : valor de N1 para una energía del SPT igual al 60% de la teórica.

amax : aceleración superficial máxima como una fracción de g.

ANEJO II


τd/σ´o : esfuerzo de corte cíclico inducido por el sismo, normalizado respecto de

la presión efectiva vertical (relación de esfuerzo cíclico).

qc : resistencia a la penetración por punta medida en el CPT, en kg/cm2.

qc1 : valor de qc normalizado para una presión vertical efectiva de 1 kg/cm2.

ANEJO II


Tabla II-16: Base de datos artículo ASCE 2003.

Lugar Sondeo Prof. (m) qc (Mpa) Rf (%) σ ´ (kpa) σ (Kpa) a max (g) Licuación? Referencia

Terremoto del Valle de San Fernando 1971 (Mw=6.4)Juvenile Hall 10-B1 6 2,6 3,3 103,5 116 0,5 Si Bennet (1989) y Juang et al. (2000a)

2-C 13,7 12,9 3,5 215,2 267,2 0,5 no4-C 13 6,6 5 181,5 253,5 0,5 no6-C 14,1 6,8 4,9 173,5 274 0,5 no11-C 9,5 19,4 2,9 149,3 185,3 0,5 no

Terremoto de Heicheng 1975 (Mw=7.3)Paper Mill site 6,5 5,1 0,4 66,2 121,2 0,13 Si Arulanandan et al. (1986) y Juang et al. (2000a)Glass fiber 8 3,3 1,5 76,5 149 0,13 SiFisheries and Shipbuilding site 6 3,9 1,7 56,8 111,8 0,13 SiMiddle School site 12,7 6,2 0,6 118,5 235,5 0,13 noChemical fiber site 3 1,4 1,3 35,9 55,9 0,13 Si

Terremoto del Valle Imperial 1979 (Mw=6.6)Wildlife 1Cg 4,8 2,9 2,3 51,8 90,3 0,15 no Bennet et al (1981,1984), Bierschwale y

1Cp 4,8 3,9 2,1 51,8 90,3 0,15 no and Stokoe (1984), y Juang et al. (2000a)2Cg 4,8 5,2 2 51,8 90,3 0,15 no3Cg 4,8 5,9 0,4 51,8 90,3 0,15 no3Cp 4,8 3,8 2,2 51,8 90,3 0,15 no4Cg 4,8 4,8 0,7 51,8 90,3 0,15 no5Cg 4,8 4,5 0,7 59,8 90,3 0,15 no6Cg 4,8 5,1 0,9 59,8 90,3 0,15 no6Ct 4,8 4,3 1 59,8 90,3 0,15 no7Cg 4,8 5,1 1,8 59,8 90,3 0,15 no

Vail Canal V1 4,2 10,1 1,2 63,8 78,9 0,13 noV2 3,9 7,2 1 61,1 73,2 0,13 noV3 4,1 6,4 2,3 63,3 77,9 0,13 noV4 4,4 5,9 1,1 65,6 82,7 0,13 noV5 4,7 9 1,2 68,7 89,3 0,13 no

Kornbloom Road K1 11 6,4 1,2 119 209 0,08 noK3 11 6,4 2,1 119 209 0,08 noK4 4 2,3 2,4 56 76 0,08 noK4 11 9,1 2,4 119 209 0,08 noK5 4 1,9 3,7 56 76 0,08 noK5 11 15,5 2,3 119 209 0,08 no

Radio Tower R1 3 1,4 1 47 57 0,18 SiR2 4,5 4,2 1,3 60,5 85,5 0,18 SiR4 2,5 5,5 1,5 42,5 47,5 0,18 no

Mckim Ranch M1 4,8 3,2 1,2 58,2 91,2 0,55 SiM5 6,5 5,8 2,1 73,5 123,5 0,55 SiM7 3,2 3,3 0,8 43,4 59,9 0,55 SiM8 4,5 3,5 0,9 55,1 84,6 0,55 Si

Terremoto del Valle Imperial 1981 (Mw= 6.0)

Wildlife 1Cg 4,8 2,9 2,3 51,8 90,3 0,33 Si Bennet et al (1981,1984), Bierschwale y1Cp 4,8 3,9 2,1 51,8 90,3 0,33 Si and Stokoe (1984), y Juang et al. (2000a)2Cg 4,8 5,2 2 51,8 90,3 0,33 Si3Cg 4,8 5,9 0,4 51,8 90,3 0,33 Si3Cp 4,8 3,8 2,2 51,8 90,3 0,33 Si4Cg 4,8 4,8 0,7 51,8 90,3 0,33 Si5Cg 4,8 4,5 0,7 59,8 90,3 0,33 Si6Cg 4,8 5,1 0,9 59,8 90,3 0,33 Si6Ct 4,8 4,3 1 59,8 90,3 0,33 Si7Cg 4,8 5,1 1,8 59,8 90,3 0,33 Si

Vail Canal V1 4,2 10,1 1,2 63,8 78,9 0,37 noV2 3,9 7,2 1 61,1 73,2 0,37 SiV3 4,1 6,4 2,3 63,3 77,9 0,37 SiV4 4,4 5,9 1,1 65,6 82,7 0,37 Si

Kornbloom Road K1 11 6,4 1,2 119 209 0,37 noK3 11 6,4 2,1 119 209 0,37 noK4 4 2,3 2,4 56 76 0,37 SiK4 11 9,1 2,4 119 209 0,37 noK5 11 15,5 2,3 119 209 0,37 no

Radio Tower R1 3 1,4 1 47 57 0,29 SiR2 4,5 4,2 1,3 60,5 85,5 0,29 SiR4 2,5 5,5 1,5 42,5 47,5 0,29 no

Mckim Ranch M1 4,8 3,2 1,2 58,2 91,2 0,1 noM5 6,5 5,8 2,1 73,5 123,5 0,1 noM7 3,2 3,3 0,8 43,4 59,9 0,1 noM8 4,5 3,5 0,9 55,1 84,6 0,1 no

ANEJO II


Continuación Tabla II-16: Base de datos artículo ASCE 2003.


Terremoto de Loma Prieta 1989 (Mw=7.1)San Francisco Marina district 01-mar 3 4,7 0,6 51,5 58,5 0,24 no

01-mar 6,6 7,7 0,9 85,7 128,7 0,24 no03-mar 3,1 7,2 0,4 56,5 60,5 0,24 no03-mar 5,3 15,2 0,4 77,4 103,4 0,24 no05-mar 2,8 1,9 1,2 50,6 54,6 0,24 Si06-mar 8,4 5,9 0,5 143,2 172,2 0,24 no

Moss Landing Beach UC-14 3 3,8 0,5 45 57 0,25 Si

State Beach UC-15 3 3 0,4 45 57 0,25 SiUC-17 4,4 5,4 0,4 65,6 83,6 0,25 SiUC-18 4 16,4 0,3 70 76 0,25 no

Sanholt Road UC-4 2,5 7,7 0,3 40,5 47,5 0,25 SiUC-4 9,5 25 0,3 103,5 180,5 0,25 noUC-3 2,5 8,7 0,4 39,5 47,5 0,25 noRC-1 1,4 3 0,4 26,6 26,6 0,25 SiRC-1 3,9 11,7 0,3 53,1 74,1 0,25 noRC-1 8 20 0,3 90 152 0,25 noUC-2 1,9 10,4 0,3 34,1 36,1 0,25 noRC-4 5 9 0,3 63 95 0,25 SiRC-4 6,8 20,8 0,3 79,2 129,2 0,25 noUC-6 6,5 18,2 0,2 75,5 123,5 0,25 no

MBARI No.3 RC-5 3,5 15,5 0,2 49,5 66,5 0,25 noRC-6 4,1 13 0,2 62,9 77,9 0,25 noRC-7 4,7 9,2 0,3 79,3 89,3 0,25 no

MBARI No.4 CPT-1 3,4 8,5 0,1 49,6 64,6 0,25 noCPT-2 2,5 10,4 0,2 40,5 47,5 0,25 noCPT-3 4,1 9,4 0,1 59,9 77,9 0,25 noCPT-4 1,9 8,4 0,2 32,1 36,1 0,25 no

General Fish CPT-5 2,1 2,5 0,2 33,9 39,9 0,25 SiCPT-6 2,6 10 0,2 40,4 49,4 0,25 no

Harbor Office UC-12 4,1 6,2 0,9 55,9 77,9 0,25 SiUC-13 4,1 4,3 1 55,9 77,9 0,25 SiUC-20 4,7 4,1 0,6 72,3 89,3 0,25 SiUC-21 4,2 4,9 0,5 64,8 79,8 0,25 Si

Woodward Marine UC-9 2,9 6,6 0,3 38,1 55,1 0,25 SiUC-10 2 3,1 0,4 28 38 0,25 SiUC-11 2,2 3,1 0,4 29,8 41,8 0,25 Si15-A 2,9 5,1 0,2 39,1 55,1 0,25 Si14-A 3,6 7,8 0,1 44,4 68,4 0,25 Si

Marine Laboratory UC-1 11 4,6 1 123 209 0,25 SiUC-7 8,3 4,3 1,8 88,7 157,7 0,25 SiUC-8 8,6 4,3 1,3 90,4 163,4 0,25 SiC2 9,8 3,8 1,4 110,2 186,2 0,25 SiC3 4,4 8,2 0,3 54,6 83,6 0,25 SiC4 5,5 1,9 0,2 77,5 104,5 0,25 Si

POO7-3 9,5 12,1 0,3 116,8 180,5 0,28 no Kayen et al (1992-1998)

Monterey Country CSU-3 5,7 2,2 0,9 73,4 82,4 0,53 Si Wayne et al (1998)

Clint Miller Farms CSU-8 7,3 4,5 0,4 86,4 114,7 0,53 SiCSU-9 6 3,9 0,5 79 99,8 0,53 Si

Sea Mist-Leonardi CSU-30 2,1 1 0,8 22,5 28,4 0,21 SiCSU-31 3,3 1 0,5 32,5 57,5 0,21 SiCSU-38 2,1 1,3 0,1 27,1 32,7 0,21 SiCSU-39 2,7 1 0,1 33,1 42,1 0,21 Si

Southern Pacific Bridge CSU-48 7,3 4 1 96,9 116,3 0,49 Si

Santa cruze and Monterey CMF2 10,3 5,5 1,3 157,5 195,7 0,53 Si

Counties CMF3 6,8 3,7 0,6 118 128,3 0,53 Si

Clint Miller Farms CMF5 6,9 7 0,5 109,5 131,1 0,53 SiCMF5 9,3 2 1,1 131,1 175,8 0,53 SiCMF8 5,8 7,5 0,7 100,9 109,3 0,53 Si

CMF10 8,3 5,4 2 105,3 156,8 0,53 SiCMF12 9,8 1,1 1,1 134,7 185,3 0,53 Si

Moss Landing ML14B 5,8 9,4 0,9 67,6 109,3 0,27 Si

Model Airport AIR17 2,8 2,6 0,8 46,3 53,2 0,38 SiAIR18 3,8 4,3 0,7 58 71,3 0,38 SiAIR21 4,3 4,6 0,6 62,6 80,8 0,38 Si

ANEJO II




Scattini SCA23 2,3 2,8 0,5 35,4 42,8 0,23 SiSCA24 2,6 2,2 0,8 40,1 48,5 0,23 SiSCA28 3,2 4,3 1,1 40,7 59,9 0,23 SiSCA28 5 15,5 0,3 57,7 95 0,23 no

Sea Mist SEA31 1,8 1,4 1,2 23,9 33,3 0,21 Si

Jefferson Ranch JRR32 2,8 2,8 0,4 42,9 52,3 0,21 SiJRR32 10,8 9,5 0,6 116,5 204,3 0,21 noJRR33 5,8 4,1 0,9 65,6 109,3 0,21 SiJRR33 8,3 10,3 0,6 88,6 156,8 0,21 noJRR34 2,5 7,5 0,4 39,2 46,6 0,21 noJRR34 4,3 5,4 0,7 55,7 80,8 0,21 SiJRR141 4,6 3,5 0,7 62,4 86,5 0,21 SiJRR121 7,2 5,7 0,5 99,5 136,8 0,21 SiJRR142 4,3 4,3 0,6 57,7 80,8 0,21 SiJRR150 5,8 6,8 0,5 79,3 109,3 0,21 SiJEF-121 5,8 6,8 0,4 87,4 111 0,21 SiJEF-141 3,7 1,8 0,8 55,1 70,8 0,21 SiJEF-148 7,3 7,7 0,4 98,5 140,7 0,21 SiJEF-149 5,8 4,8 0,5 83,8 111,3 0,21 SiJEF-32 2,4 2,2 0,4 39,7 45,6 0,21 Si

Coyote Creek CCK-1 9,8 8,6 1,5 145,5 187,7 0,17 noCCK-23 8,2 6,9 1,7 101,9 158,8 0,17 no

Leonardini LEN37 3,4 3,1 0,4 55,3 63,7 0,21 SiLEN39 2,8 2,4 0,1 43,9 52,3 0,21 SiLEN51 2,8 1,4 1,2 42,9 52,3 0,21 Si

LEN52A 3,6 4,1 1 59,1 67,5 0,21 SiLEN53 3 4,3 0,4 47,7 56,1 0,21 Si

Pajaro Dunes PAJ44 6,8 11,8 0,5 95,4 128,3 0,32 noPAJ79 2,5 10,5 0,5 37,7 47,5 0,32 noPAJ83 2,8 12,8 0,4 35,1 52,3 0,32 noPAJ85 2 8,3 0,4 28,7 37,1 0,32 noPAJ86 2,2 12,6 0,4 29,6 40,9 0,32 noPD43 3,7 7,9 0,4 59,7 70,4 0,22 no

Shouthern Pacific Bridge SPR45 5,8 8,1 0,6 96 109,3 0,49 SiSPR46 4,2 5,5 1,2 70 79,8 0,49 SiSPR47 6,2 7,2 0,8 101,1 117,8 0,49 SiSPR48 6,2 4,5 0,9 109 117,8 0,49 Si

Farris FAR58 5,8 10,5 0,4 99,9 109,3 0,54 SiFAR59 6,6 8 0,5 107,3 124,5 0,54 SiFAR61 6,8 3,9 0,8 103,2 128,3 0,54 Si

Marinovich MRR65 7,3 6,7 0,7 121,6 137,8 0,59 Si

Silliman SIL68 4,3 5,3 0,7 73,4 80,8 0,57 SiSIL71 5,8 4,6 0,6 100,9 109,3 0,57 Si

Kett KET74 2,7 4,9 1,3 39,5 51,3 0,69 Si

Radovich RAD95 4,4 7,7 0,6 69,4 82,7 0,56 SiRAD96 5,3 3,6 0,9 78,1 100,7 0,56 SiRAD97 9,3 5 1,7 117,4 175,8 0,56 SiRAD98 6,8 7,4 0,7 96,4 128,3 0,56 SiRAD99 5,4 5 0,7 89,4 101,7 0,56 Si

Tom Jones Ranch TJR100 10,3 8,5 0,5 144,2 194,8 0,55 SiTJR101 8,8 4,2 1,6 139,3 166,3 0,55 Si

Tanimura TAN103 5,6 4,8 0,9 98,1 105,5 0,19 SiTAN105 5,1 3,9 0,4 87,6 96 0,19 Si

Salinas River Brigde SRB116 7,3 5,5 2,1 129,4 137,8 0,16 noSBR117 7,3 6,1 1,9 129,4 137,8 0,16 no

SBR117 10,8 6,2 2 161,6 204,3 0,16 no

Granite Construction Co. GRA123 7,3 5,7 0,7 115,7 137,8 0,5 Si

McGowan MCG128 2,8 0,9 4,9 34,1 52,3 0,38 noMCG136 3,3 2,3 1,7 53,4 61,8 0,38 Si

Terremoto Chi-Chi 1999 (Mw=7,6)Nantou NT-C1 3,5 1,5 1,9 49,8 64,8 0,43 yes MAA (2000a) y MAA (2000b)

NT-C2 13,5 16,3 0,8 134,8 249,8 0,43 noNT-C8 5,6 2,3 2,1 86,5 112 0,43 Si

ANEJO II




Yuanlin YL-C1 3,5 1,4 2,7 53 69,7 0,19 noYL-C2 6,5 1,1 2,6 68 125,3 0,19 SiYL-C3 14 1,2 2,6 151,1 271,6 0,19 noYL-C4 3,8 1,9 2,4 45,4 72,4 0,19 SiYL-C5 5 1,1 3,7 62,7 97 0,19 noYL-C7 2,4 1 5,2 37,5 45,4 0,19 noYL-C8 8 1,7 3,4 86 153,6 0,19 noYL-C9 7,5 1,7 4,9 82,7 142,5 0,19 no

YL-C11 10,4 2,4 4 116,9 198,7 0,19 noYL-C13 5,1 2,4 2,7 61,6 96,9 0,19 noYL-C19 5 2,2 1,1 57,5 92,5 0,19 SiYL-C22 4,9 1,1 2,3 62,6 99,8 0,19 SiYL-C22 11,8 8,1 0,5 115,3 218,3 0,19 SiYL-C24 2,5 1,6 1 36,3 46,3 0,19 SiYL-C24 14 13,7 0,2 134 259 0,19 noYL-C25 4,5 1,8 1,2 53,3 83,3 0,19 SiYL-C28 10,2 1,8 3 116,5 196,9 0,19 noYL-C31 11,6 1,9 2 112,6 220,4 0,19 SiYL-C35 3,2 1,2 1,9 43,8 62,4 0,19 SiYL-C36 12,2 1,6 2,7 132,3 234,2 0,19 noYL-C42 8 2,3 4 102,5 158,4 0,19 noYL-C44 8,5 1,2 3,1 88,5 158,1 0,19 no

ANEJO II


Tabla II-17: Resumen de la base datos para el caso de licuación y D50 < 0.20 mm.

Licuación

a max. < 0.20gBase de datos ASCE 1995

Terremoto Lugar Profundidad qc/σ´v a max (g)

1975 Haicheng Earthquake (M=7.3) (Ying-Kou city) Paper mill site 4 13,00 0,15Glass fiber site 3 12,86 0,15

Construction building site 7 4,97 0,15Fishery and shipbuilding site 3,5 28,51 0,15

Chemical fiber site 5,2 36,36 0,11989 Loma Prieta Earthquake (M=7.1) Leonardini Farmer 2,3 35,71 0,14

2,2 37,97 0,14Port of Richmond 6 25,68 0,16

6 28,70 0,166 22,66 0,16

Base de datos ASCE 2003Terremoto Lugar Profundidad qc/σ´v a max (g)

1975 Heicheng earthquake (Mw=7.3) Paper Mill site 6,5 77,039 0,13Glass fiber 8 43,137 0,13

Fisheries and Shipbuilding site 6 68,662 0,13Chemical fiber site 3 38,997 0,13

1979 Imperial Valley earthquake (Mw=6.6) Radio Tower 3 29,787 0,184,5 69,421 0,18

1981 Imperial Valley earthquake (Mw= 6.0) Tanimura 5,6 48,930 0,195,1 44,521 0,19

1999 Chi-Chi earthquake (Mw=7,6) Yuanlin 6,5 16,176 0,193,8 41,850 0,195 38,261 0,19

4,9 17,572 0,1911,8 70,252 0,192,5 44,077 0,194,5 33,771 0,1911,6 16,874 0,193,2 27,397 0,19

Seed y otrosTerremoto Lugar Profundidad qc/σ´v a max (g)

1976 Tangshan earthquake Coastal R 6,1 50,00 0,13

a max 0.20-0.29gBase de datos ASCE 1995


1976 Tangshan Earthquake Lutai area 4,7 21,18 0,25,2 43,98 0,21,5 41,22 0,24 61,82 0,2

5,5 99,33 0,23,7 47,26 0,24 113,69 0,2

3,7 47,72 0,23,9 54,05 0,22,8 125,66 0,23,2 76,96 0,28,2 111,21 0,25 21,18 0,2

2,3 80,05 0,23,1 53,60 0,22,6 39,07 0,23,9 39,81 0,24 69,23 0,2

5,6 53,68 0,25,9 44,75 0,26 27,85 0,2

11,2 13,95 0,211,6 20,17 0,212,1 23,25 0,211,2 26,33 0,211,5 16,73 0,2

1977 Vrancea Earthquake (M= 7.2) Dimbovitza (site 1) 4,2 108,70 0,225 67,90 0,226 48,57 0,227 18,02 0,228 63,68 0,22

1979 Imperial Velley Earthquake (M=6.6) River Park 2 143,88 0,25 155,06 0,2

1983 Nihonkai-Cho Earthquake (M=7.7) 4,5 43,81 0,253,4 56,68 0,246,1 8,97 0,246,4 14,67 0,24

ANEJO II


Continuación Tabla II-17: Resumen de la base datos para el caso de licuación y D50 < 0.20 mm.


1981 Imperial Valley earthquake (Mw= 6.0) Radio Tower 3 29,79 0,294,5 69,42 0,29

1989 Loma Prieta earthquake (Mw=7.1) San Francisco Marina district 2,8 37,55 0,24Moss Landing Beach 3 84,44 0,25

State Beach 3 66,67 0,254,4 82,32 0,25

Sanholt Road 2,5 190,12 0,251,4 112,78 0,255 142,86 0,25

General Fish 2,1 73,75 0,25Harbor Office 4,1 110,91 0,25

4,1 76,92 0,254,7 56,71 0,254,2 75,62 0,25

Woodward Marine 2,9 173,23 0,252 110,71 0,25

2,2 104,03 0,252,9 130,43 0,253,6 175,68 0,25

Marine Laboratory 11 37,40 0,258,3 48,48 0,258,6 47,57 0,259,8 34,48 0,254,4 150,18 0,255,5 24,52 0,25

Sea Mist-Leonardi 2,1 44,44 0,213,3 30,77 0,212,1 47,97 0,212,7 30,21 0,21

Moss Landing 5,8 139,05 0,27Scattini 2,3 79,10 0,23

2,6 54,86 0,233,2 105,65 0,23

Sea Mist 1,8 58,58 0,21Jefferson Ranch 2,8 65,27 0,21

5,8 62,50 0,214,3 96,95 0,214,6 56,09 0,217,2 57,29 0,214,3 74,52 0,215,8 85,75 0,215,8 77,80 0,213,7 32,67 0,217,3 78,17 0,215,8 57,28 0,212,4 55,42 0,21

Leonardini 3,4 56,06 0,212,8 54,67 0,212,8 32,63 0,213,6 69,37 0,213 90,15 0,21


1923 Kwanto earthquake Arakawa 49 8 6,86 0,21944 Tonankai earthquake Ienaga 3 15,22 0,2

1968 Tocachi-Oki earthquake Nanaehama 4 38,04 0,21975 Haicheng earthquake Yingkou G. 8,2 48,40 0,21977 Argentina earthquake San Juan B1 8,2 29,17 0,21978 Miyagiken earthquake Yuriagek 1 5,3 11,67 0,24

Hiyori 18 5 45,00 0,24Nakajima 2 4,5 53,85 0,24

Ishinamaki 2 4 28,00 0,21979 Imperial Valley earthquake. River Pk A 1,8 50,00 0,24

River Pk C 4,3 85,56 0,24Radio TB1 3,4 14,00 0,2

1981 Westmorland earthquake Wildlife B 4,9 56,25 0,26River Pk C 3,4 14,00 0,2

a max 0.30-0.39 Base de datos ASCE 2003


1981 Imperial Valley earthquake (Mw= 6.0) Wildlife 4,8 55,98 0,334,8 75,29 0,334,8 100,39 0,334,8 113,90 0,334,8 73,36 0,334,8 92,66 0,334,8 75,25 0,334,8 85,28 0,334,8 71,91 0,334,8 85,28 0,33

Vail Canal 3,9 117,84 0,374,1 101,11 0,374,4 89,94 0,37

Kornbloom Road 4 41,07 0,37Model Airport 2,8 56,16 0,38

3,8 74,14 0,384,3 73,48 0,38

McGowan 3,3 43,07 0,38

ANEJO II


Continuación Tabla II-17: Resumen de la base datos para el caso de licuación y D50 < 0.20 mm.


1976 Tangshan earthquake Qing Yin 5,3 99,17 0,351981 Westmorland earthquake Kornbloom B 4,3 27,34 0,32

a max. 0.40-0.49Base de datos ASCE 1995


1976 Tangshan Earthquake Tanghsan area 3 40,53 0,40,9 88,02 0,41,3 47,57 0,41,8 200,00 0,42 73,57 0,43 60,43 0,44 61,57 0,4

4,7 100,00 0,46,4 47,25 0,49,5 82,40 0,42 58,80 0,4

2,1 120,77 0,42,7 117,20 0,41,5 203,40 0,4


1989 Loma Prieta earthquake (Mw=7.1) Southern Pacific Bridge 7,3 41,28 0,49Shouthern Pacific Bridge 5,8 84,38 0,49

4,2 78,57 0,496,2 71,22 0,496,2 41,28 0,49

1999 Chi-Chi earthquake (Mw=7,6) Nantou 3,5 30,12 0,435,6 26,59 0,43


1948 Fukui earthquake Agri Union 6 53,85 0,41971 S. Fernando earthquake Van Norman 6,1 35,80 0,45

Jensen Pl. 16,5 26,09 0,45

a max. 0.50-0.59 gBase de datos ASCE 1995


1971 San Fernando Valley Earthquake (M=6.4) Juvenille Hall, California 8,5 38,35 0,510,2 37,57 0,56,4 26,23 0,58,4 4,97 0,54,6 7,95 0,55 20,46 0,5

5,8 6,68 0,56,6 26,53 0,56,3 16,37 0,57,3 15,05 0,5


1971 San Fernando Valley earthquake (Mw=6.4) Juvenile Hall 6 25,12 0,51979 Imperial Valley earthquake (Mw=6.6) Mckim Ranch 4,8 54,98 0,55

6,5 78,91 0,553,2 76,04 0,554,5 63,52 0,55

1989 Loma Prieta earthquake (Mw=7.1) Monterey Country 5,7 29,97 0,53Clint Miller Farms 7,3 52,08 0,53

6 49,37 0,53Santa cruze and Monterey 10,3 34,92 0,53

Counties 6,8 31,36 0,53Clint Miller Farms 6,9 63,93 0,53

9,3 15,26 0,535,8 74,33 0,538,3 51,28 0,539,8 8,17 0,53

Farris 5,8 105,11 0,546,6 74,56 0,546,8 37,79 0,54

Marinovich 7,3 55,10 0,59Silliman 4,3 72,21 0,57

5,8 45,59 0,57Radovich 4,4 110,95 0,56

5,3 46,09 0,569,3 42,59 0,566,8 76,76 0,565,4 55,93 0,56

Tome Jones Ranch 10,3 58,95 0,558,8 30,15 0,55

Granite Construction Co. 7,3 49,27 0,5

ANEJO II


Continuación Tabla II-17: Resumen de la base datos para el caso de licuación y D50 < 0.20 mm. Seed y otros


1979 Imperial Valley earthquake. Heber RD4 4 14 0,52



1979 Imperial Velley Earthquake (M=6.6) Heber Road 4 40,45 0,6


1989 Loma Prieta earthquake (Mw=7.1) Kett 2,7 124,05 0,69


1979 Imperial Valley earthquake. Heber RD4 4 26,92 0,6

Base de datos Valle de MexicalliTerremoto Lugar Profundidad qc/σ´v a max (g)

Sismo 8 de junio 1980 Valle de Mexicali 2,5 75,98 0,63 40,57 0,6

3,5 70,57 0,65 59,26 0,6

5,5 55,52 0,62,5 69,20 0,63 56,37 0,6

3,5 38,13 0,64 77,19 0,6

4,4 107,19 0,64,6 83,25 0,65 25,72 0,6

6,7 98,08 0,66,7 98,08 0,67,15 77,04 0,68,6 25,29 0,69 58,54 0,6

2,5 35,09 0,63 52,85 0,6

4,5 41,02 0,65 61,07 0,6

6,5 18,95 0,67 31,06 0,6

7,2 5,85 0,67,5 50,99 0,66,7 37,05 0,62,5 58,48 0,62,6 22,90 0,63 65,54 0,6

3,5 65,57 0,67 14,34 0,6

7,8 21,98 0,68 40,95 0,6

8,5 46,22 0,69 14,72 0,6

2,4 47,80 0,62,6 43,52 0,63,45 79,77 0,63,6 34,12 0,64 44,33 0,6

4,5 65,63 0,66,75 51,58 0,67,9 21,77 0,68,2 22,19 0,62,5 37,99 0,63 56,80 0,6

3,4 22,67 0,64 68,49 0,6

4,5 47,66 0,65 14,81 0,67 52,51 0,6

7,25 57,97 0,68 43,25 0,69 38,50 0,69 38,50 0,6

2,4 22,44 0,63 83,68 0,6

3,5 80,23 0,64 68,54 0,6

4,5 53,70 0,65 68,18 0,6

5,5 82,21 0,68 20,36 0,6

8,3 6,25 0,62,5 93,57 0,63,5 36,64 0,64 49,65 0,6

4,8 26,70 0,65,2 31,19 0,67,8 26,38 0,69 69,68 0,6

2,5 22,25 0,62,75 19,06 0,6

ANEJO II


Continuación Tabla II-17:

Resumen de la base datos para el caso de licuación y D50 < 0.20 mm.


3 30,30 0,64 51,19 0,6

4,5 71,26 0,65 73,86 0,68 10,53 0,6

8,2 4,13 0,68,3 10,23 0,64 3,31 0,65 35,97 0,6

a max. 0.70-0.79 gSeed y otros


1979 Imperial Valley earthquake. Heber RD2 3,7 6,86 0,78

ANEJO II


Tabla II-18: Resumen de la base datos para el caso de no licuación y D50 < 0.20 mm.

No licuación

a max<0.20gBase de datos ASCE 1995


1975 Haicheng Earthquake (M=7.3) (Ying-Kou city Middle school site 10,3 6,94 0,151976 Tangshan Earthquake Tangshan area 11 146,29 0,1

11,4 59,04 0,14,8 169,81 0,15,3 43,06 0,15,9 261,81 0,111 146,29 0,1

11,4 59,04 0,14,8 169,81 0,15,3 43,06 0,15,9 261,81 0,1

1989 Loma Prieta Earthquake (M=7.1) Leonardini Farmer 3 48,26 0,14


1975 Heicheng earthquake (Mw=7.3) Middle School site 12,7 52,32 0,131979 Imperial Valley earthquake (Mw=6.6) Wildlife 4,8 55,98 0,15

4,8 75,29 0,154,8 100,39 0,154,8 113,90 0,154,8 73,36 0,154,8 92,66 0,154,8 75,25 0,154,8 85,28 0,154,8 71,91 0,154,8 85,28 0,15

Vail Canal 4,2 158,31 0,133,9 117,84 0,134,1 101,11 0,134,4 89,94 0,134,7 131,00 0,13

Kornbloom Road 11 53,78 0,0811 53,78 0,084 41,07 0,08

11 76,47 0,084 33,93 0,08

11 130,25 0,08Radio Tower 2,5 129,41 0,18

1981 Imperial Valley earthquake (Mw= 6.0) Mckim Ranch 4,8 54,98 0,16,5 78,91 0,13,2 76,04 0,14,5 63,52 0,1

1989 Loma Prieta earthquake (Mw=7.1) Coyote Creek 9,8 59,11 0,178,2 67,71 0,17

Salinas River Brigde 7,3 42,50 0,167,3 47,14 0,1610,8 38,37 0,16

1999 Chi-Chi earthquake (Mw=7,6) Yuanlin 3,5 26,42 0,1914 7,94 0,195 17,54 0,19

2,4 26,67 0,198 19,77 0,19

7,5 20,56 0,1910,4 20,53 0,195,1 38,96 0,1914 102,24 0,19

10,2 15,45 0,1912,2 12,09 0,19

8 22,44 0,198,5 13,56 0,19


1948 Fukui earthquake Takaya2 4 68,06 0,161978 Miyagiken eathquake Hiyori 18 5 45,00 0,14

Ishinamaki 2 4 28,00 0,121981 Westmorland earthquake Mckin R.A 2,1 31,82 0,09

ANEJO II


Continuación Tabla II-18: Resumen de la base datos para el caso de no licuación y D50 < 0.20 mm.

a max 0.20-0.29gBase de datos ASCE 1995


1976 Tangshan Earthquake Tanghsan area 5,2 237,01 0,21,2 600,93 0,21,7 502,35 0,22,1 553,40 0,2

Lutai area 6,9 145,28 0,212 40,33 0,2

13,1 47,18 0,211,1 70,33 0,2

1988 Sanguenay Earthquake ( M=5.9) Ferland,Quebec,Canada 2,5 98,84 0,253,5 92,47 0,255,5 78,43 0,256,5 78,81 0,257,5 84,09 0,258,5 76,03 0,25


1981 Imperial Valley earthquake (Mw= 6.0) Kornbloom Road 2,5 129,41 0,291989 Loma Prieta earthquake (Mw=7.1) San Francisco Marina district 3 91,26 0,24

6,6 89,85 0,243,1 127,43 0,245,3 196,38 0,248,4 41,20 0,24

State Beach 4 234,29 0,25Sanholt Road 9,5 241,55 0,25

2,5 220,25 0,253,9 220,34 0,258 222,22 0,25

1,9 304,99 0,256,8 262,63 0,256,5 241,06 0,25

MBARI No.3 3,5 313,13 0,254,1 206,68 0,254,7 116,02 0,25

MBARI No.4 3,4 171,37 0,252,5 256,79 0,254,1 156,93 0,251,9 261,68 0,25

General Fish 2,6 247,52 0,25Marine Laboratory 9,5 103,60 0,28

Scattini 5 268,63 0,23Jefferson Ranch 10,8 81,55 0,21

8,3 116,25 0,212,5 191,33 0,21


1993 L. Beach earthquake Pier A 8,2 30,77 0,21979 Imperial Valley earthquake Radio TB2 2,3 98,72 0,21981 Westmorland earthquake River Pk A 1,8 50,00 0,21

River Pk C 4,3 85,56 0,21Radio TB2 2,3 98,72 0,2

a max. 0.30-0.39gBase de datos ASCE 1995


1981 Imperial Valley earthquake (Mw= 6.0) Vail Canal 4,2 158,31 0,37Kornbloom Road 11 53,78 0,37

11 53,78 0,3711 76,47 0,3711 130,25 0,37

1989 Loma Prieta earthquake (Mw=7.1) Pajaro Dunes 6,8 123,69 0,322,5 278,51 0,322,8 364,67 0,322 289,20 0,32

2,2 425,68 0,32

ANEJO II


Continuación Tabla II-18: Resumen de la base datos para el caso de no licuación y D50 < 0.20 mm.



1976 Tangshan Earthquake Tanghsan area 4 161,64 0,48,4 141,97 0,4


1999 Chi-Chi earthquake (Mw=7,6) Nantou 13,5 120,92 0,43



1971 San Fernando Valley Earthquake (M=6.4) Juvenille Hall, California 13,9 88,42 0,514,8 94,81 0,59,9 11,48 0,510,6 60,67 0,511,6 51,14 0,512,8 29,50 0,514,8 46,12 0,59,1 53,61 0,510,7 73,55 0,511,3 89,91 0,513,9 49,55 0,515,1 36,07 0,510,2 4,70 0,511,1 12,59 0,512,2 29,48 0,513,1 55,99 0,514,6 82,49 0,59,8 133,59 0,5


1971 San Fernando Valley earthquake (Mw=6.4) Juvenile Hall 13,7 59,94 0,513 36,36 0,5

14,1 39,19 0,59,5 129,94 0,5



1979 Imperial Velley Earthquake (M=6.6) Heber Road 4 44,71 0,64 15,73 0,6


1979 Imperial Valley earthquake Heber RD1 3,7 192,16 0,78Heber RD3 4,3 79,82 0,78Heber RD7 4 74,04 0,6


Sismo 8 de junio 1980 Valle de Mexicali 4,5 6,35 0,67 2,33 0,68 4,22 0,69 1,92 0,6

10 1,33 0,66 5,32 0,6

6,85 4,82 0,68 6,42 0,6

8,7 12,03 0,63,3 15,99 0,63,6 41,70 0,64 7,09 0,6

5,5 5,71 0,66 6,70 0,6

2,75 13,33 0,6

ANEJO II


Continuación Tabla II-18: Resumen de la base datos para el caso de no

licuación y D50 < 0.20 mm.


5 6,11 0,66 2,68 0,6

7,3 8,68 0,65 15,27 0,6

5,5 14,28 0,66 12,06 0,6

7,5 19,26 0,68 10,78 0,6

4,3 9,82 0,65,5 2,78 0,66 3,92 0,6

6,5 4,93 0,67,7 2,17 0,69,3 1,88 0,68,5 1,01 0,65,5 11,81 0,66 5,23 0,68 1,06 0,69 4,82 0,66 7,99 0,67 4,75 0,69 4,88 0,6

4,5 9,84 0,65 18,32 0,66 6,70 0,67 3,58 0,68 7,54 0,66 10,42 0,67 6,98 0,69 7,68 0,6

2,5 12,83 0,63 7,80 0,6

3,5 7,16 0,64,5 6,16 0,65,5 4,05 0,66 1,27 0,6

6,5 4,81 0,67 5,70 0,6

7,5 4,34 0,68 3,10 0,6

8,5 3,95 0,69 0,94 0,6

9,5 2,72 0,610 5,22 0,6

a max. 0.70-0.79Seed y otros


1979 Imperial Valley earthquake Heber RD1 3,7 192,16 0,78Heber RD3 4,3 79,82 0,78Heber RD7 4 74,04 0,6

ANEJO II


Tabla II-19: Cálculo de esfuerzos efectivos (kg/cm2) a partir de la compacidad relativa en ensayos de cámara de calibración (Schmertmann, 1978).

Prof. (m) Cr = 0% Cr = 10% Cr = 20% Cr = 30% Cr = 40% Cr = 50% Cr = 60% Cr = 70% Cr = 80%

1 0,14 0,14 0,15 0,15 0,16 0,17 0,17 0,18 0,192 0,28 0,29 0,3 0,31 0,32 0,33 0,34 0,36 0,373 0,42 0,43 0,44 0,46 0,48 0,5 0,51 0,54 0,564 0,56 0,59 0,59 0,62 0,64 0,66 0,68 0,72 0,745 0,7 0,72 0,74 0,77 0,8 0,83 0,86 0,9 0,936 0,83 0,86 0,89 0,92 0,95 0,99 1,03 1,07 1,127 0,97 1,01 1,04 1,08 1,11 1,16 1,2 1,25 1,38 1,11 1,15 1,18 1,23 1,27 1,32 1,37 1,43 1,499 1,25 1,3 1,33 1,39 1,43 1,49 1,54 1,61 1,67

10 1,39 1,44 1,48 1,54 1,59 1,65 1,71 1,79 1,86

Tabla II-20: Cálculo de qc/esfuerzos efectivos (kgcm2) a partir de ensayos en cámara de calibración (Schmertmann, 1978).

Prof. (m) Cr = 0% Cr = 10% Cr = 20% Cr = 30% Cr = 40% Cr = 50% Cr = 60% Cr = 70% Cr = 80%

1 21,8 29,14 38,2 51,07 67,06 88,18 117,94 155,11 204,372 17,84 23,59 31,23 41,39 54,86 72,73 96,47 126,94 168,463 15,88 21,02 27,95 36,91 48,77 64,48 85,76 112,85 149,394 14,59 19,29 26,68 33,85 44,88 59,5 78,91 103,82 137,785 13,68 18,11 24,04 31,79 42,06 55,67 73,71 97,31 128,966 12,97 17,21 22,79 30,2 40,02 52,8 69,95 92,55 122,197 12,4 16,42 21,78 28,82 38,25 50,52 66,93 88,47 117,028 11,93 15,82 21 27,76 36,79 48,66 64,4 85,09 112,489 11,53 15,26 20,28 26,78 35,54 46,98 62,25 82,21 108,82

10 11,59 14,81 19,6 26 34,47 45,61 60,39 79,73 105,47

ANEJOS CAPÍTULO V

Anejo V-1.

ANEJO V-1

Anejo V-1 pág. 1 Mejora de terrenos potencialmente licuables por inyecciones de compactación

ESTUDIO NUMÉRICO DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN:

Con la finalidad de estudiar el comportamiento en un terreno granular suelto

(susceptible a sufrir licuación), al ser mejorado mediante la técnica de la

inyección de compactación, se ha llevado a cabo un análisis numérico

mediante el código de elementos finitos “PLAXIS”, especial para estudios

tenso-deformacionales de problemas geotécnicos y comercialmente uno de los

más utilizados.

Los objetivos principales de este estudio consistieron en: tratar de relacionar

las admisiones en un taladro de mortero inyectado (en un determinado terreno)

con las tensiones desarrolladas en el entorno del mismo, las leyes de

atenuación de tensiones y desplazamientos en función de la distancia al punto

de inyección, así como de la mejora obtenida y la separación óptima entre

taladros.

Para este caso el programa “PLAXIS” hace un análisis bidimensional, pero en

simetría axial, con el objetivo de tomar en cuenta el carácter tridimensional del

problema.

La malla de elementos finitos está formada por elementos en forma de

triángulo, de 15 nodos cada uno.

Los casos estudiados se han analizados con dos modelos constitutivos

distintos, el Elasto-Plástico y “Hardening Soil Model”.

Se ha considerado que el caudal de inyección es lo suficientemente bajo, para

que no se produzcan incrementos de la presión intersticial.

Las unidad de longitud utilizada son metros (m), de fuerza Kilonewton (kN) y de

tiempo días.

ANEJO V-1


Los suelos potencialmente licuables son granulares, debido a ello, para este

análisis se ha tomado como terreno tipo, un suelo con características de arenas

finas limpias (sin cohesión).

Las propiedades de este terreno se han tomado según la “Guía Geotécnica

para Cimentaciones de Edificios en la Comunidad de Madrid” de Pedro Sola

Casado (1989), para un densidad relativa (Dr) en torno al 50%.

Durante el análisis, en el programa, se ha tomado la función tensión de “cut

off” igual a cero, lo que significa que este terreno no resistirá tracciones.

Las propiedades del terreno y demás materiales que intervienen en este

estudio, para el modelo constitutivo Elasto-Plástico, son las siguientes:

Arena (terreno natural existente antes del tratamiento).

Tipo de modelo constitutivo: Elasto-Plástico.

γ: 16.5 kN/m3.

C : 0 kN/m2.

φ: 30º.

E : 8000 kN/m2.

µ : 0.3.

Mortero fresco inyectado (corresponde a la fase de inyección).

Tipo de modelo constitutivo: Elástico y lineal.

γ: 24 kN/m3.

E : 4000 kN/m2.

µ : 0.3.

Mortero inyectado (corresponde a las fases previas de inyección).

Tipo de modelo constitutivo: Elástico y lineal.

γ: 24 kN/m3.

E : 20000 kN/m2.

ANEJO V-1


µ : 0.3.

Para los casos estudiados con modelo constitutivo tipo “Hardening Soil Model”,

en el motero se ha utilizado las mismas propiedades que en los casos con

modelos constitutivos tipo Elastico-Plástico, mientras que a la arena se le ha

asignado las siguientes propiedades:

Arena (terreno natural existente antes del tratamiento).

Tipo de modelo constitutivo: Hardening Soil Model.

γ: 16.5 kN/m3.

C : 0 kN/m2.

φ: 30º.

E50Ref : 8000 kN/m2.

E0edRef : 8000 kN/m2.

EurRef : 24000 kN/m2.

m : 0.5

µur : 0.2

pRef : 100 kN/m2.

K0nc : 0.5

Rf : 0.9

Siendo en los modelos constitutivos Elasto-Plástico y “Hardening Soil Model”

los parámetros básicos para el diseño los siguientes:

γ: Peso específico del terreno.

C : Cohesión.

φ: Ángulo de rozamiento interno.

E : Modulo de elasticidad.

µ : Coeficiente de poisson.

E50 ref= Modulo de elasticidad secante, calculado para un tensión igual a la

mitad de la tensión de rotura (obtenida mediante ensayos triaxiales).

Eeod ref= Modulo de elasticidad edométrico de referencia.

ANEJO V-1


Eur. ref= Modulo de elasticidad de carga y recarga de referencia.

m = Es el parámetro que controla forma parabólica de la ley de tensión-

deformación.

µur = Coeficiente de poisson en recarga.

Pref = Presión de referencia.

K0nc.= Coeficiente de empuje al reposo en terrenos normalmente consolidados.

El proceso de inyección se simuló de dos formas distintas:

- Induciendo el incremento de volumen (en la zona inyectada) mediante una

expansión volumen directamente en el programa.

- Mediante la aplicación de desplazamientos prescritos en el contorno de los

elementos que simulan el taladro de inyección, de tal manera que estos

produjesen el incremento de volumen deseado.

Durante el análisis del proceso de inyección mediante el método de la

expansión de volumen, se pudo constatar que el programa PLAXIS, siempre

estima dicho incremento a partir de un modelo en deformación plana, no

importando que el modelo utilizado sea de simetría axial. Esto constituye una

deficiencia en este programa (Henríquez, 2005. Comunicación personal con el

departamento técnico de PLAXIS). Debido a lo anterior, ha tenido que utilizarse

el artificio de estimar el incremento de volumen equivalente en deformación

plana.

Para la simulación de este problema, los elementos a aplicar la deformación

volumétrica se han dividido en otros sub-elementos de geometría cuadrada, de

tal forma que la expansión volumétrica de las zonas indicadas sea isotrópica,

evitado imponer direcciones preferentes en la misma.

En el caso en que la inyección se simuló mediante una deformación prescrita,

la misma se colocó en el contorno del taladro de inyección y el valor de la esta

última será el necesario para inducir el volumen de inyección deseado.

ANEJO V-1


Se ha asumido un diámetro de taladro de 10 cm, coincidiendo

aproximadamente con la dimensión utilizada en este tipo de tratamiento

(diámetro de perforación de 7.5-10 cm).

Las condiciones de contorno a la derecha del modelo (opuesto al plano de

simetría), se han colocado lo suficientemente alejada, para evitar que afecte a

los resultados obtenidos.

En algunos de los casos, la capa indeformable se situó justo debajo del primer

tramo de inyección, mientras que en otros casos, se ha colocado un terreno

competente entre el primer tramo de inyección y la capa indeformable. Todo lo

anterior, con el objetivo de reproducir algunos casos típicos encontrados en la

realidad.

ANEJO V-1


Análisis de los resultados obtenidos. Bajo las hipótesis señaladas en el apartado anterior, se realizó un análisis

numérico para varios casos con modelos constitutivo tipo Morh-Coulomb y

“Hardening Soil Model”, así como, con distintos métodos de simular la

inyección.

Con el objetivo de ilustrar (de manera resumida) los casos estudiados, se

realizó una comparativa de los resultados obtenidos, para una misma fase de

inyección, entre dos casos similares con diferentes modelos constitutivo, así

como también, la misma fase con dos métodos diferentes de simular el

incremento de volumen.

En las figuras presentadas en las salidas de PLAXIS adjuntas, se muestran los

resultados del programa para un taladro de inyección de compactación de 10 m

de profundidad, en cuyo extremo inferior se apoya en un estrato indeformable.

Se ha considerado el método de ejecución ascendente y la fase concreta de

estudio, es la correspondiente entre 2 y 3 m de profundidad.

Para la comparativa señalada, se ha utilizado el mismo fichero base de

“PLAXIS” y solo se han cambiado las características correspondientes a cada

caso (modelo constitutivo y método para inducir el incremento de volumen).

En dichas salidas se puede observar que los desplazamientos horizontales

(sección A-A´) son muy similares, en los casos en que la expansión de volumen

fue utilizada para simular la inyección. No obstante, dichos desplazamientos

han sido mayores en el caso en que el incremento de volumen fue inducido por

el método de los desplazamientos equivalentes. Esta diferencia se atribuye, a

que en el caso de la expansión de volumen, el programa lo estima a partir de

un modelo en deformación plana, lo que representa una deficiencia del mismo,

mientras que los desplazamientos equivalentes son aplicados

ANEJO V-1


perpendicularmente a la superficie del cilindro que forma el modelo de simetría

axial, simulando el contorno del taladro de perforación e inyección.

En cuanto a los desplazamientos verticales a lo largo de misma sección (A-A´),

se pueden observar que los valores obtenidos en los tres casos son de mismo

orden de magnitud, siendo de signo negativos (asientos). Este comportamiento

no es coherente con la realidad (datos de campos de prueba y de obras),

debido a que inyecciones de este tipo y a esa profundidad inducirían

movimientos verticales en gran parte de su zona de influencia.

Con respecto a las tensiones horizontales (sección A-A´), las obtenidas

mediante expansión volumétrica son muy parecidas, no siendo así con las

obtenidas con el método de los desplazamientos equivalentes, cuyo valor

máximo es 100 veces superior al obtenido mediante el otro método. Los

valores alcanzados son muy bajos en el caso del método de expansión

volumétrica y muy altos en el método de los desplazamientos equivalentes, no

obstante, ninguno de los valores se asemeja a los valores de presiones

registrados a esa profundidades, para las admisiones registradas en obras

reales.

En superficie, en el área de influencia del taladro, se producen asientos. Siendo

este comportamiento no coherente con la realidad por lo comentado en

párrafos anteriores.

Conclusiones. Se realizó un análisis mediante el programa “PLAXIS”, que es un código de

elementos finitos especial para geotecnia y quizás el programa comercialmente

más utilizado en España.

ANEJO V-1


Los alcances y las aplicaciones de este programa, son muy similares a los

demás programas bidimensionales de elementos finitos que existen

actualmente en el mercado.

De acuerdo con los resultados obtenidos y las comparativas realizadas, se

puede afirmar que el programa “PLAXIS”, no constituye la herramienta idónea

para el estudio de las inyecciones de compactación, por las razones expuestas

a continuación:

• Los modelos constitutivos en que basa este programa, están pensados

para deformaciones moderadas, y al aplicar el mismo en la simulación

de las inyecciones de compactación (en donde se presentan grandes

deformaciones), los resultados obtenidos no son representativos.

• Para el estudio de los modelos con simetría axial, el PLAXIS aún no

tiene desarrollado un método que simule los incrementos de volumen en

coordenadas polares. Es decir, que a pesar de utilizar un modelo axial-

simétrico, el programa calcula los incrementos de volumen como si fuera

un caso de deformación plana.

• Una alternativa al método de incrementos de volumen podría ser el

método de los desplazamientos equivalentes, pero con ellos han

aparecido problemas de convergencia y los resultados obtenidos no han

sido satisfactorios.

• Se ha observado muchos problemas con la malla generada por el

programa. Al igual que los modelos constitutivos, la malla está pensada

para deformaciones pequeñas, pero en los casos estudiados dichas

deformaciones han llegado hasta el 500%, lo cual trae problemas de

convergencias. Una alternativa a este problema sería utilizar una

actualización continua de la malla (función denominada “updated

mesh”), pero dado el número tan elevado de ecuaciones (unos 20000

ANEJO V-1


puntos de cálculo por modelo), hace imposible correr el programa ni

siquiera en los ordenadores de última generación.

• Para el estudio de las inyecciones de compactación mediante elementos

finitos es necesario el desarrollo de programas y/o modelos constitutivos

especiales, que tengan en cuenta las grandes deformaciones que

reproducen en el contorno del punto de inyección. Estos aspectos están

fuera del alcance de esta investigación.

ANEJO V-1


SALIDAS DEL PROGRAMA PLAXIS.

ANEJO V-1


Salidas programa Plaxis caso de expansión volumétrica y modelo constitutivo Morh-Coulomb.

Malla deformada.

ANEJO V-1


Secciones estudiadas.

ANEJO V-1


Deformación horizontal en sección A-A´.

ANEJO V-1


Deformación vertical en sección A-A´.

ANEJO V-1


Tensión horizontal efectiva A-A´.

ANEJO V-1


Asientos en superficie (sección B-B´).

ANEJO V-1


Salidas programa Plaxis caso de expansión volumétrica y modelo constitutivo Hardening Soil Model.

Malla deformada.

ANEJO V-1



ANEJO V-1


Deformación vertical en sección A-A´.

ANEJO V-1



ANEJO V-1


Salidas programa Plaxis caso de desplazamientos prescritos y modelo constitutivo Morh-Coulomb.

Malla deformada.

ANEJO V-1



ANEJO V-1


Deformación vertical en sección B-B´.

ANEJO V-1



Anejo V -2.

ANEJO V-2


FORMULACIÓN DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN MEDIANTE LA EXPANSIÓN DE UNA CAVIDAD ESFÉRICA

La inyección de compactación se estudió mediante la expansión de una cavidad

esférica, en un medio continuo isotrópico y elasto-plástico. Se consideró que el

terreno circundante al punto de inyección se comporta elásticamente hasta que

alcanza su fluencia, la cual se determina mediante el criterio de rotura de Morh-

Coulomb.

Se estableció una condición ideal, en la cual la perforación de los taladros de

inyección, no alteran el estado y las condiciones iniciales del terreno, además que

durante el proceso de inyección, dichos taladros son auto-obturables.

Al inicio del proceso de inyección el radio de la cavidad coincide con el radio del

taladro de perforación (Ri) y el terreno tiene un esfuerzo efectivo medio (q´).

Cuando la presión interna de la cavidad, uniformemente distribuida en la interfaz

terreno-cavidad (pared de la cavidad), se incrementa hasta el valor de p, el radio de

la cavidad comienza a expandirse en todas las direcciones (pasando de Ri a R) y

una zona alrededor de la cavidad (de radio Rp) pasará a un estado de equilibrio

plástico. El terreno fuera de dicha zona plástica se mantendrá en equilibrio elástico.

Se despreció cualquier variación en el estado tensional originado por las fuerzas

inerciales, debido a que las mismas son de poca entidad al compararlas con las

tensiones aplicadas.

Se estableció la condición de simetría esférica durante el proceso de expansión y su

comportamiento se describió en función de las coordenadas polares (r, ω, θ). Bajo

condición de simetría esférica todas las componentes de las tensiones tangenciales

ANEJO V-2


son nulas (σω = σθ) y la ecuación de equilibrio para un elemento diferencial (Figura 1)

dentro de la zona plástica, a una distancia r del punto de inyección esta dada por:

02 =−

+∂∂

rrrr θσσσ Ec. 1

Siendo σ r = Tensión radial = Tensión principal mayor.

θσ = Tensión circunferencial = Tensión principal menor

Figura 1.

ANEJO V-2


tan φ = 1L

c

L1 = φtan

c

L1 =

φφ

cossen

c

φcot1 ⋅= cL

21 LLs +=

2cot θσσ

φ+

+⋅= rcs 2

θσσ −= rt Pero también

stsen =φ

φsenst ⋅=

))(2

.cot.( φσσφ θ senct r ++= Igualando al otro valor de t =

−

2θσσ r

φσσ

φσσ θθ senc rr ).

2cot(

2+

+⋅=− Ec. 1-1

−+⋅=− φ

σσφφσσ θ

θ sensen

c rr .

2cos2

ANEJO V-2


φσσφσσ θθ senc rr ).(cos2 −+⋅⋅=−

( ) ( ) φφσσσσ θθ cos2 ⋅⋅++=− csenrr Ec. 2

Además, operando en la Ec 1-1 (Condición de Contorno en rotura) se tiene:

( )φσσφσσ θθ senc rr

+

+=−

2cot.

2

φσσφφσσ θθ sensenc rr

+

+⋅⋅=−

2cot

2 Multiplicando por 2

φσφσφφσσ θθ sensensenc rr ++⋅⋅⋅=− cot2

φσσφφφσσ θθ sensencsenrr ⋅++⋅⋅⋅=⋅− cot2

( ) ( )φσφφφσ θ sensencsenr ++⋅⋅⋅=− 1cot21

Restando → φφ senc ⋅⋅cot en ambos lados.

( ) ( )φσφφφφφσ θ sensencsencsenr ++⋅⋅=⋅⋅−− 1cotcot1

Sumando ⋅⋅ φcotc a ambos lados y sacando factor común, se obtiene:

( ) ( ) ( ) ( )φσφφφφφσ θ sensencsencsenr +++⋅=−⋅+− 11cot1cot1

φφ

φσφσ

θ sensen

ccr

−+

=⋅+⋅+

11

cotcot

ANEJO V-2


φφ

φσφσθ

sensen

cc

r +−

=⋅+⋅+

11

cotcot Ec. 3

Resolviendo la Ec. Diferencial 1, tomando en cuenta las Ecs. 2 y 3, así como

también pr =σ y r = R, se obtiene:

( ) ( )φφσ

φφ

cot.cot14

⋅−

⋅+=

+c

rRcp

sensen

r Ec. 4

Para la condición de contorno, pr σσ = y pRr = , se tiene

( )( )

φφσφφ

cot.cot14

⋅−

⋅+=

+

cRRcp

sensen

pp Ec. 5

Por condición de equilibrio de tensiones cuando pRr = , el estado tensional de la

zona elástica es igual al estado tensional de la zona plástica.

( )( ) ( )( )

φφφφ

φφ

sensencq

RRcp

sensen

p −+⋅+

=

⋅+

+

31cot3.cot

14

Ec. 6

Por el principio de conservación de volumen, el cambio de volumen en la cavidad es

igual a la variación volumétrica en la zona elástica más la variación volumétrica en la

zona plástica (Vesíc).

( ) ( ) ∆⋅−+−−=− 333333 RRuRRRR ppppi Ec. 7

ANEJO V-2


Siendo ∆ la deformación volumétrica de zona plástica, pu la deformación elástica

en la límite de la zona plástica y iR el radio de perforación.

( ))2

1 qRE

u ppp −⋅+

= συ Ec. 8 (Solución de Lamé).

Combinando las Ecs. 5 y 8, se obtiene la siguiente modificación de la Ec 7.

( )( )

−−

⋅+

+=

+

φφυ φφ

cot.cot.2

1 14

cqRRcpR

Eu

sensen

ppp Ec. 9

( ) ( ) ∆⋅−+−−=− 333333 RRuRRRiR pppp

Dividiendo por 3R y asumiendo como hipótesis adicional que se desprecia el valor

inicial del radio de la cavidad 3iR (al ser muy pequeño con relación al valor final del

radio de la cavidad y del radio plástico).

( ) ( )∆−+−−= .111 333

333

3

RRR

uRRR

Rppp

p

∆+=∆+

−− 11 3

33

3

3

3

3

RR

Ru

RR

RR p

p

ppp

∆+=∆

+

−+−− 1)).(1.(3.)1.(31 3

33333

3

3

3

3

RR

uRu

Ru

RR

RR p

pp

p

p

ppp

Despreciando 3pu por ser un valor muy pequeño.

ANEJO V-2


∆+=∆

+ 1.3

3

3

3

3

RR

Ru

RR p

p

pp

Sustituyendo p

p

Ru

a partir de la Ec. 9

( )( )

( ) ∆+=∆

+

⋅+−

⋅+

+⋅

+

1cotcot2

133

314

3

3

RR

cqRRcp

ERR p

sensen

p

p φφυ φφ

Sustituyendo por la igualdad establecida en la Ec. 6, sacando factor común 3Rp y

simplificando.

( )( )

( ) 1cotcot2

133

314

3

3

+∆=∆⋅+

⋅+−

⋅+

+⋅

+

RR

cqRRcp

ERR p

sensen

p

p φφυ φφ

( )( ) ( )( )

φφφφ

φφ

sensencq

RRcp

sensen

p −+⋅+

=

⋅+

+

31cot3cot

14

a b

( )( ) ( ) ∆+=∆⋅+

⋅+−

−+⋅++

⋅ 1cot3

1cot32

133

3

3

3

RR

cqsen

sencqER

R pp φφ

φφυ

Sumando a + b

ANEJO V-2


( )( ) ( ) ( )( ) ( )( )φ

φφφφφφ

φφsen

cqsensencqcqsen

sencq−

⋅+−−+⋅+=

⋅+−

−+⋅+

3cot31cot3

1cot

31cot3

( )( ) ( ) ( )φ

φφφφφφsen

sencsenqcqsencq−

⋅⋅+⋅+⋅+−+⋅+3

cotcot331cot33

φφφφφφ

sensencsenqsencsenq

−⋅⋅+⋅+⋅⋅+⋅

3cotcot33

φφφφ

sensencsenq

−⋅⋅+⋅

3cot44

c

( )∆+=∆⋅+

−

⋅++⋅ 1

3cot213

3

3

3

3

RR

sencqsen

ERR pp

φφφυ

Simplificando expresión c

φφφ

costan sen

= φφφ

sencoscot =

φφφφ sen

sencsenq ⋅+⋅

cos → φφ cos⋅+⋅ csenq

( ) φφφφ coscostan ⋅+⋅=⋅+⋅ csenqcq

( ) ∆+=∆+

−

+⋅+

⋅ 13

1.costan2133

3

3

3

RR

sencq

ERR pp

φφφυ

ANEJO V-2


( )( )∆+=

∆+

−⋅

⋅++ 13

cos3tan123

3

φφφυ

senEqc

RRp

Asumiendo 113 ≅∆+ y ( ) 1cos3

3≅

−φφsen para 15.0<∆ y 450 << φ (valores en que se

encuentran englobados la mayoría de los terrenos granulares), lo cual no introduce

un error significativo.

31 ∆+

=r

rp

II

RR

( )( ) τφυG

qcEIr =

⋅++=

tan12

3rr

p IRR

= Ec. 10 siendo ∆+

=r

rrr I

II1

Ec 10-1

Despejando p de la Ec. 6

( ) ( )( )

φφφφ φ

φ

cotcot313 1

4

⋅−

⋅+

−+

=+

cRR

cqsensenp

sensen

p

Sust. 3rr

p IRR

=

( ) ( )( ) ( ) φφφφ

φφ

cotcot313

134

⋅−⋅+−+

= + cIcqsensenp sen

sen

rr Ec. 11

Sustituyendo p (Ec. 11) y RRp (Ec. 10) en la Ec. 5

ANEJO V-2


( ) ( )( ) ( )( )

φφφφσ

φφ

φφ

cotcot313 1

4

134

⋅−

⋅+⋅

−+

=+

+ cRRIcq

sensen sen

sen

p

sensen

rrp

( ) ( )( ) ( )

φφφφσ

φφ

φφ

cotcot313 1

4

14

⋅−

⋅

⋅+⋅

−+

=++

cRR

RR

cqsensen sen

sen

p

sensen

pp

( ) ( ) φφφφσ cotcot

313

⋅−⋅+⋅−+

= ccqsensen

p Ec.12

Insertando la expresión de pσ dada por la Ec. 12 en la Ec. 8

( ) ( )

−⋅−⋅+⋅

−+⋅

⋅+

= qccqsensenR

Eu pp φφ

φφυ cotcot

313

21

( ) ( )

−⋅−⋅+

−++

= qccqsensen

ERu

p

p φφφφυ cotcot

313

21

Resolviendo la expresión dentro del corchete.

a b c

( )φφ

φφφφφ cot

3cot33

3cot33

⋅+−−

⋅⋅+⋅+

−⋅+ cq

sencsenqsen

sencq

Sumando a y c

( ) ( )( )( )φ

φφφφφφ

sencqsencqcq

sencq

−⋅+−−⋅+

=⋅+

−−

⋅+3

cot3cot331

cot3

cot33

ANEJO V-2


φφφφφφ

sensencsenqcc

−⋅⋅+⋅+⋅−⋅

3cotcot3cot3 → d

Sumando b y d

φφφφ

φφφφ

φφφφ

sensencsenq

sensencsenq

sencsensenq

−⋅⋅+⋅

=−

⋅⋅+⋅+

−⋅⋅+⋅⋅

3cot44

3cot

3cot33

( )φ

φφsen

cqsen−

⋅+⋅=

3cot4

( )φφφυ cot

34

21

⋅+

−⋅

⋅+

= cqsensen

ERu

p

p Ec. 13

Dejando ∆ de la Ec. 10-1

r

rrr I

II⋅∆+

=1

( ) rrrr III =∆⋅+1 → rrrrrr IIII =∆⋅⋅+

rrrrrr IIII −=∆⋅⋅ → rrr II −=∆

rrr II11

−=∆ Ec. 14

Conociendo la expresión que define el cambio de volumen ∆ , se puede conocer la

relación existente entre la presión de inyección p y el radio de la cavidad expandida

.R

ANEJO V-2


Dividiendo la Ec. 7 por 3R

( ) ( ) ∆⋅−+−−=− 333333 RRuRRRR ppppi Dividiendo por 3R

( ) ∆⋅

−+−−=− 3

3

3

33

33

3

3

3

3

3 1RR

RR

uRRR

RRR

RR p

pppi

∆

−+

−−=− 11 3

33

3

3

3

3

RR

Ru

RR

RR

RR ppppi

∆⋅

−+

−−=− 3

33

3

3

3

3

1111pp

ppi

RR

Ru

RR

RR Multiplicando por -1 y despejando 3

3

RRi

1111 3

33

3

3

3

3

+

∆⋅

−−

−+−=

pp

ppi

RR

Ru

RR

RR Ec. 15

Insertando 3rr

p IR

R= ,

Rup obtenido de la Ec. 13 y ∆ definido en la Ec. 14, se

tiene:

( ) 11111cot34

2111

33

+

−

−−

⋅+

−⋅

+−+−=

rrrrrrr

i

IIIcq

sensen

EI

RR φ

φφυ

ANEJO V-2


( ) 11111cot34

2111 2

33

+

⋅

+−−−

⋅+

−⋅

+−+−=

rrrrrrrrrr

i

IIIIIcq

sensen

EI

RR φ

φφυ

( ) 11111cot34

2111 2

33

+

⋅

+−−−

⋅+⋅

−⋅

+−+−=

rrrrrrrrrrrr

i

IIIIIIcq

sensen

EI

RR φ

φφυ

( ) 1111cot34

2111

33

+

+−−−

⋅+⋅

−⋅

+−+−=

rrrr

rrrr

i

IIIIcq

sensen

EI

RR φ

φφυ

( )rrrr

rrrr

i

IIIIcq

sensen

EI

RR 11cot

34

2111

33

−++

⋅+⋅

−⋅

+−+−=

φ

φφυ Ec. 16

De la Ec. 11, rrI se puede expresar en función de P .

( ) ( )

( )φφ

φφφ

φsensen

rr

cqsensen

cPI

413

cot313

cot

+

⋅+⋅−+

⋅+= Ec. 17

Llamando ( )r

rrrr I

Icqsen

senE

IA +

⋅+⋅

−⋅

+−+−=

3

1 cot34

2111 φ

φφυ

Sacando factor común rrI y sustituyendo este último por su equivalente (Ec.17), se

obtiene:

ANEJO V-2


( )

φφ

φφφ

φφφφυ

sensen

cqsensen

cpcqsen

senEIr

A

.4)1.(3

3

1

cot..3

)1.(3cot..)cot..(

3.4.

.21111

+

+−+

+

+

−+

−+−=

Denominando:

rrIB 1

1 =

Sustituyendo rrI por su equivalencia (Ec. 17), se obtiene:

( ) ( )

φφ

φφφ

φsensen

cqsensen

cp

B.4

)1.(31

cot..31.3

cot.

1+

+−+

+

=

Finalmente, denominando rI

C 11 = y combinando las ecuaciones 16 y 17, se llega a

la siguiente expresión:

111

3

CBARRi −+=

De donde [ ]3

1

111 CBA

RR i

−+=

Anejo V -3.

ANEJO V-3


FORMULACIÓN DE LAS INYECCIONES DE COMPACTACIÓN MEDIANTE LA EXPANSIÓN DE UNA CAVIDAD CILINDRICA

La inyección de compactación se estudió mediante la expansión de una cavidad

cilíndrica, en un medio continuo isotrópico y elasto-plástico. Se consideró que el terreno

circundante al punto de inyección se comporta elásticamente hasta que alcanza su

fluencia, la cual se determinó mediante el criterio de rotura de Morh-Coulomb.

Se estableció una condición ideal, en la cual la perforación de los taladros de inyección,

no alteran el estado y las condiciones iniciales del terreno, además que durante el

proceso de inyección, dichos taladros son auto-obturables.

Al inicio del proceso de inyección el radio de la cavidad coincide con el radio del taladro

de perforación (Ri) y el terreno tiene un esfuerzo efectivo medio (q´).

Cuando la presión interna de la cavidad, uniformemente distribuida en la interfaz

terreno-cavidad (pared de la cavidad), se incrementa hasta el valor de p, el radio de la

cavidad comienza a expandirse en todas las direcciones (pasando de Ri a R) y una zona

alrededor de la cavidad (de radio Rp) pasará a un estado de equilibrio plástico. El

terreno fuera de dicha zona plástica, se mantendrá en equilibrio elástico.

Se despreciaron cualquier variación en el estado tensional originado por las fuerzas

inerciales, debido a que las mismas son de poca entidad al compararlas con las

tensiones aplicadas.

Se estableció la condición de simetría cilíndrica durante el proceso de expansión y su

comportamiento se describió en función de las coordenadas radiales (r y θ). Bajo

condición de simetría cilíndrica todas las componentes de las tensiones tangenciales

son nulas y la ecuación de equilibrio para un elemento diferencial (Figura 1) dentro de la

zona plástica, a una distancia r del punto de inyección esta dada por:

ANEJO V-3


0=−

+∂∂

rr

r

r θσσσ Ec. 1

Siendo σ r = Tensión radial = Tensión principal mayor.

θσ = Tensión circunferencial = Tensión principal menor

Figura 1.

La condición de rotura, utilizada en el caso de la cavidad esférica, sigue siendo válida

( ) ( ) φφσσσσ θθ cos2 ⋅++=− csenrr

ANEJO V-3


Tomando en cuenta que la Condición de contorno se encuentra en equilibrio límite

φφ

φσφσθ

sensen

cc

r +−

=⋅+⋅+

11

cotcot

La solución de la ecuación diferencial es:

( ) ( )φφσ

φφ

cotcot12

⋅−

⋅+=

+c

rRcp

sensen

r Ec. 2

La condición de conservación de volumen es:

( )[ ] ( ) ∆⋅−+−−=− 222222 RRuRRRR ppppi

( )[ ] ( ) ∆⋅−+−−−=− 222222 RRRuRRR ppppi Ec. 3

( )qRE

u ppp −⋅+

= συ1 Ec. 4

Para pRr = se tiene

( ) φφσφφ

cotcot12

⋅−

⋅+=

+

cRRcp

sensen

pp Ec. 5

Combinando Ecs 4 y 5 dentro de la Ec. 3

( )( )

( ) ∆+=∆⋅+

⋅+−

⋅+

+⋅

+

1cotcot122

2`

12

2

2

RR

cqRRcp

ERR p

sensen

p

p φυ φφ

Ec. 6

ANEJO V-3


Por condición de equilibrio de tensiones cuando pRr = , el estado tensional de la zona

elástica es igual al estado tensional de la zona plástica.

( ) ( )( )φφφφφ

sencqRRcp

sensen

p

+⋅+=

⋅+

+

1cotcot12

Ec.7

Sust. Ec. 7 dentro de la Ec. 6

( )( ) ( )[ ] ∆+=∆⋅+⋅+−+⋅++

⋅ 1cot1cot122

2

2

2

RR

cqsencqER

R pp φφφυ

a b

Sumando a + b

( )( ) ( )φφφ cot1cot ⋅+−+⋅+ cqsencq

φφφ sencsenq ⋅⋅+⋅ cot

( ) φφφφφ sencqsencsenq cotcot ⋅+=⋅⋅+⋅

( )[ ] ∆+=∆⋅+⋅⋅++

⋅ 1cot12 22

RR

sencqER

R pp φφυ

( ) ( ) ∆+=

∆+⋅⋅+⋅

+ 1cot122

φφυ sencqER

Rp

Simplificando:

ANEJO V-3


φsec´ ⋅= rrp I

RR

Ec. 8→ de donde φsec1

´

⋅∆⋅+=

r

rrr I

II Ec. 9

Donde:

( )( ) τφυG

qcEI r =

⋅++=

tan12

( ) ( ) ( ) ( ) φφφφ φφ

cotseccot1 1´ ⋅−⋅⋅⋅+⋅+= + cIcqsenp sensen

rr Ec. 10

( ) ( ) φφφφφ

cotcot112

⋅−

⋅⋅+⋅+=

+c

RR

cqsenpsensen

p Ec. 11

Sust. p (Ec. 11) y R

R p` (Ec. 8) en Ec. 5

( ) ( ) φφφσφφ

φφ

cotcot112

12

⋅−

⋅

⋅⋅+⋅+=

++c

RR

RR

cqsensensen

p

sensen

pp

( ) ( )[ ] φφφσ cotcot1 ⋅−⋅+⋅+= ccqsenp Ec. 12

Insertando pσ (Ec. 12) dentro Ec. 4

( )( )[ ]qccqsenRE

u pp −⋅−⋅++⋅+

= φφφυ cotcot11

( )[ ]φφυ sencqER

u

p

p ⋅⋅++

= cot1 Ec. 13

ANEJO V-3


Despejando ∆ de la Ec. 9

Ec. 13.1 φsec1

´

⋅∆⋅+=

r

rrr I

II → ( ) rrrr III =⋅∆⋅+ φsec1´

rrrrrr IIII =⋅∆⋅⋅+ φsec´´ → ´´ sec rrrrrr IIII −=⋅∆⋅⋅ φ

φφ secsec ´

´

´ ⋅⋅−

⋅⋅=∆

rrr

rr

rrr

r

III

III

→ φφ sec

1sec1

´ ⋅−

⋅=∆

rrr II Ec. 14

Dividiendo la Ec. 3 por 2R

( )[ ] ( )∆−+−−=− 222222 RRuRRRR ppppi Ec. 3

∆

−+

−−=− 2

2

2

22

2

2

2

2

2

2

RR

RR

Ru

RR

RR

RR

RR ppppi

∆⋅

−+

−−=− 2

22

2

2

2

2

1111RR

Ru

RR

RR p

p

ppi

1111 2

22

2

2

2

2

+

∆⋅

−−

−+−=

pp

ppi

RR

Ru

RR

RR

Insertando φsec´ ⋅= rrp I

RR

Ec. 13.1

( )[ ]φφυ sencqER

u

p

p ⋅⋅++

= cot1 Ec.13

ANEJO V-3


φφ sec

1sec1

´ ⋅−

⋅=∆

rrr II

( ) ( ) 1sec1

sec1

sec11cot111sec ´´

2´

2

2

+

⋅

−⋅

⋅

−−

⋅+

+−+−⋅=

φφφφφυφ

rrrrrrr

i

IIIsencq

EI

RR

( ) ( )( )

1secsec

1sec1

sec1

sec1cot111sec ´2´´

2´

2

2

+

⋅⋅⋅−

⋅+

⋅+

⋅−

⋅+

+−+−⋅=

φφφφφφφυφ

rrrrrrrrrr

i

IIIIIsencq

EI

RR

( ) ( ) +

⋅+

+−+−⋅=

2´

2

2

cot111sec φφυφ sencqE

IRR

rri

( )

⋅⋅⋅−

⋅+

⋅+

⋅⋅

φφφφφφ

secsec1

sec1

sec1

sec1sec ´2´´

´

rrrrrrrrrr IIIII

I +1

Sacando factor común φsec⋅rrI

( ) ( )φφ

φφυφsec1

sec1cot111sec ´

´2´

2

2

⋅−

⋅++

⋅+

+−+−⋅=

rrrr

rrrr

i

IIIIsencq

EI

RR Ec. 14

De la Ec. 10, ´rrI se puede expresar en función de p

( )( )

( )

⋅

⋅++

⋅+=

+

φφφφ φ

φ

sec1

cot1cot

1

´sensen

rr cqsencpI EC. 15

Llamando ( ) ( )r

rrrr I

IsencqE

IA´2

´2 cot111sec +

⋅+

+−+−⋅= φφυφ

ANEJO V-3


Sacando factor común rrI´ y sustituyendo este último por su equivalente (Ec.15), se

obtiene:

( ) ( )( )

++

+

+

+−−−=

+

φφφφφυφ

φφ

sec1.

cot..1cot..cot..11.1sec1

)1(2

2

sensen

cqsencpcq

EIrA

Denominando:

φsec1

´2 ⋅=

rrIB

Sustituyendo rrI por su equivalencia (Ec. 15), se obtiene:

( )( )

( )φφ

φφφ sen

sen

cqsencp

B +

++

+= 12

cot..1cot.

1

Finalmente, denominando φsec.

12

rIC = y combinando las ecuaciones 14 y 15, se llega

a la siguiente expresión:

222

2

CBARRi −+=

De donde

[ ]21

222 CBA

RR i

−+= Ec. 16

Anejo V-5.

ANEJO V-5

Anejo V-5-1 pág. 2 Mejora de terrenos potencialmente licuables por inyecciones de compactación

Anejo V-5-1.

ANEJO V-5


Determinación de la tensión tangencial actuante en las columnas de mortero inyectado y el terreno que le circunda, en función de la tensión tangencial media actuante, el factor de reemplazo y la relación de rigidez entre la columna y el mortero circundante.

ic

ic

s

s

GGττ

= Ec. 1

icicss AAA ... τττ += Ec. 2

ics AAA += Ec. 3

AA

A icr = Ec. 4

s

icr G

GG = Ec. 5

De la Ec. 1, despejando a sτ se tiene:

ic

sics G

G.ττ = Ec. A

De la Ec. 2, despejando a icτ se tiene:

ic

ssic A

AA .. τττ

−= Ec. B

Insertando la equivalencia de sτ en la Ec. B, se obtiene:

ANEJO V-5


ic

sic

sic

ic A

AGGA .. ττ

τ−

=

Como s

icr G

GG = , sustituyendo en la ecuación se tiene:

AAG

A sr

icic ..1 ττ =

+

+

=

sr

ic

ic

AG

A

A

.1.ττ

Como A

AA ic

r = , de donde ric AA

A 1= y

)1(1

rs AAA

−= . Sustituyendo en la

ecuación anterior se tiene:

−+

=)1.(1

rr

r

ic

AG

A

ττ Ec. D

Tomando la Ec. A y sustituyendo ric

s

GGG 1

= , se obtiene:

rics G

1.ττ = Ec. E

Con la ecuación D y E, se pueden obtener icτ y sτ a partir de la tensión

tangencial media actuante, el factor de reemplazo y la relación de rigidez entre la columna de mortero inyectado y el terreno circundante.

Anejo V -5-2.

ANEJO V-5


Determinación del espesor de la capa de terreno licuable que sería capaz de soportar a flexión la columna de mortero inyectado. Las hipótesis de partida son:

• La columna de mortero se considera como elemento continuo, con

diámetro D y longitud H, dispuestas en una malla triangular o

cuadrada con una separación S.

• El estrato potencialmente licuable se encuentra confinado

verticalmente entre dos estratos sin riesgo a sufrir licuación.

• La carga lateral, soportada por cada una de las columnas, viene

definida por la tensión tangencial media inducida por el sismo,

determinada a partir de la formula simplificada de Seed e Idriss

(1971), multiplicada por el factor (1-β), definido en el apartado V-10

(Capítulo V), y posteriormente por la separación entre taladros (S).

• La resistencia a flexión se determina mediante la teoría de

resistencia de materiales (elemento de mortero sometido a flexión

simple), despreciando el efecto de confinamiento que ofrecen las

capas arenas flojas, no mejoradas durante el proceso de inyección.

• La columna se considera apoyada – apoyada en los estratos de

terreno que confinan verticalmente el estrato potencialmente licuable.

• Con el objetivo de tomar en cuenta el efecto desfavorable de la

continuidad de la columna de mortero, debido la superposición de los

bulbos inyectados durante las distintas fases de inyección, los

espesores obtenidos han sido dividido por un factor de seguridad de

2.

ANEJO V-5


- El procedimiento seguido para la determinación del espesor máximo de la capa de terreno licuable para que la columna pueda trabajar con refuerzo del terreno es el siguiente:

1- Determinación de la tensión tangencial sísmica media total, utilizando

la formula simplificada de Seed e Idriss (1971).

dvo rg

a...65.0 max στ =

Siendo:

amax = Aceleración máxima producida por la acción dinámica en

g´s.

σv = Tensión vertical total.

rd = Factor de que toma en cuenta la deformabilidad de la

columna de suelo con la profundidad.

2- Determinación de la tensión tangencial sísmica tomada por las

columnas de mortero.

)1.(. βτ −= Sw

Donde:

τ = Tensión tangencial media calculada de acuerdo al punto 1.

S= Separación entre columnas.

β = Factor de reducción de la tensión tangencial media sísmica en

el terreno por el efecto de refuerzo inducido por las columnas

de mortero inyectado.

ANEJO V-5


3- Determinación de la tensión actuante en las fibras extremas de la

sección circular sometida a flexión simple.

yD

M

yI

MWM

.64. 4Π

===σ

Siendo:

M = Momento actuante.

W = Módulo resistente.

I = Momento de inercia.

y = Distancia desde el centro de gravedad de la sección circular a

la fibras extremas.

Si 2Dy = , entonces la expresión se convierte en:

3..32DM

Π=σ Ec. A

4- En una viga simplemente apoyada el momento máximo actuante es:

8. 2lwM = Ec. B

Donde:

l = longitud de la columna de mortero inyectado.

5- Sustituyendo la Ec. B en la Ec. A, se tiene:

ANEJO V-5


3

2

...4

Dlw

Π=σ

6- En un elemento de mortero sometido a flexión simple, la falla se

producirá en la fibra más traccionada, por lo que .´ dtcf=σ , siendo

f´cdt la resistencia a tracción del mortero.

7- Si la longitud de la columna (l) es igual al espesor de la capa de

terreno licuable (h), el espesor máximo de dicha capa para que la

columna no falle por flexión se puede obtener mediante la siguiente

expresión:

wDcfh dt

.4..´ 3Π

=

ANEJOS CAPÍTULO VI

ANEJO VI-1 Análisis de licuación previo al tratamiento

ANEJO VI

Anejo VI -1 pág. 1 Mejora de terrenos potencialmente licuables por inyecciones de compactación

SONDEO S-1

Figura A6-1 Registro sondeo S-1.

1

3,4

7,9

4,1

9,2

5,6


7,9

12

21,2

26,8

30,2





Granulo.% Paso

# 10

# 40

# 20

0

1-20-15-1 55SPT 28-28,6 1-20-14-1 50

SPT 27,4-28 1-20-14-1 35SPT 26,8-27,4 1-20-13-1 70SPT 26,2-26,8 1-20-8-1 89

SPT 25,6-26,2 1-10-6-1 89SPT 25-25,6 1-6-6-1 89

SPT 24,4-25 1-4-3-1 95SPT 23,8-24,4 1-5-4-1 95SPT 23,2-23,8 1-5-4-1 88

SPT 22,6-23,2 1-4-4-1 88SPT 22-22,6 1-4-4-1 90SPT 21,4-22 1-4-4-1 85

SPT 20,8-21,4 1-6-3-1 45SPT 20,2-20,8 1-10-11-1 24SPT 19,6-20,2 1-12-12-1 30SPT 19-19,6 1-20-6-1 35

SPT 18,4-19 1-20-14-1 23SPT 17,8-18,4 1-4-4-1 24SPT 17,2-17,8 1-3-4-1 44

SPT 16,6-17,2 1-4-4-1 24SPT 16-16,6 1-8-7-1 30

SPT 15,4-16 1-4-3-1 29SPT 14,8-15,4 1-4-3-1 32SPT 14,2-14,8 1-2-2-1 24

SPT 13,6-14,2 1-2-3-1 27SPT 13-13,6 1-2-3-1 29SPT 12,4-13 1-4-3-1 16

SPT 11,8-12,4 1-3-3-1 13SPT 11,2-11,8 1-4-3-1 90SPT 10,6-11,2 1-2-3-1 75STP 10-10,6 1-2-2-1 86

SPT 9,4-10 1-4-4-1 85

SPT 7,8-8,4 1-3-3-1 90

SPT 7,2-7,8 1-7-7-1 22SPT 6,6-7,2 1-6-7-1 24SPT 6-6,6 1-4-5-1 27SPT 5,4-6 1-10-10-1 9

SPT 4,8-5,4 1-12-12-1 15SPT 4,2-4,8 1-12-13-1 11

SPT 3,6-4,2 1-4-1-1 19SPT 3-3,6 1-12-12-1 23SPT 2,4-3 1-17-18-1 30

SPT 1,8-2,4 1-4-4-1 25SPT 1,2-1,8 1-5-6-1 14

17

Rec

uper

ació

n (%

)

SPT

20 40 60 10 501

Prof

undi

dad

infe

rior (

m)

27,0

30,0

15,0

18,0

21,0

24,0

12,0

Prof

undi

dad

(m)

9,0

Rev

estim

ient

o

Niv

el d

e ag

ua

Cor

te li

toló

gico

0,0

Tipo

de

perfo

raci

ón

3,0

6,0


Not

as (#

)

SPT 28,6-29,2

80

Muestras/Ensayos

Tipo

Inte

rval

o (m

)

Res

ulta

dos

Espe

sor (

m)

SPT

SPT 0,6-1,2

0-0,6 1-2-2-1

1-2-3-1

21

ANEJO VI

Anejo VI -1 pág. 2

Mejora de terrenos potencialm

ente licuables por inyecciones de compactación

Peligro de licuación S-1.

EnsayoA m

ax.D

ensidadProfundidad

Profundidad corregidaProf nivel freático

Tensión totalTensión efectiva

rdC

SR(N

)60C

n(N

1)60D

rM

MSF

C.F.

CR

RFS

Com

entariog

ton/m3

mm

mton/m

2ton/m

2G

olpes%

%

S-10,3

1,7112,2

12,21,5

20,86210,162

0,850,34

20,99

223

6,51,44

130,09

0,27Licuación

S-10,3

1,7112,8

12,81,5

21,88810,588

0,830,34

40,97

432

6,51,44

160,12

0,37Licuación

S-10,3

1,7113,4

13,41,5

22,91411,014

0,810,33

70,96

741

6,51,44

290,20

0,61Licuación

S-10,3

1,7114

141,5

23,9411,44

0,790,32

70,94

741

6,51,44

270,19

0,58Licuación

S-10,3

1,7114,6

14,61,5

24,96611,866

0,770,32

150,92

1459

6,51,44

240,30

0,95Licuación

S-10,3

1,7115,2

15,21,5

25,99212,292

0,750,31

80,91

743

6,51,44

320,21

0,68Licuación

S-10,3

1,7115,8

15,81,5

27,01812,718

0,730,30

70,89

640

6,51,44

290,19

0,61Licuación

S-10,3

1,7116,4

16,41,5

28,04413,144

0,710,30

340,87

3087

6,51,44

300,12

0,42Licuación

S-10,3

1,7117

171,5

29,0713,57

0,700,29

80,86

742

6,51,44

240,19

0,64Licuación

S-10,3

1,7117,6

17,61,5

30,09613,996

0,680,28

150,85

1357

6,51,44

440,31

1,11N

o LicuaciónS-1

0,31,71

18,218,2

1,531,122

14,4220,66

0,288

0,837

416,5

1,4424

0,180,66

LicuaciónS-1

0,31,71

18,818,8

1,532,148

14,8480,65

0,2734

0,8228

846,5

1,4423

-1,65-6,07

No Licuación

S-10,3

1,7119,4

19,41,5

33,17415,274

0,630,27

260,81

2173

6,51,44

350,68

2,55N

o Licuación

No licuación cuando (N

1)60 >30, cuando C.F. < 5%


1)60 = 28, cuando C.F.= 15%


1)60 22, cuando C.F. =35%

No licuación cuando C

.F. >40%

No licuación cuando D

r >70%

No licuación cuando la profundidad de inyección > 20m

No licuación FS> 1.30

Donde:

CF

(N1)60

αβ

(N1)60 cs

CR

R 7.5

MSF

CR

Rrd= P

árametro adim

ensional que toma en cuenta la reducción de las tensiones tangenciales cíclicas por la deform

abilidad del terreno%

CSR

= Tensión tangencial cíclica normalizada inducida por el sism

o.(N

)60= Golpeo del SPT para el 60%

de la energía teórica.C

n= Parámetro adim

ensional para normalizar el golpeo a una presión vertical efectiva de 1 K

g/cm2.

132

1,888418381,03687217

40,065

1,440,093

(N1)60= (N

)60. Cn

164

2,767135031,054

70,087

1,440,125

Dr= D

ensidad relativa= 16.√N1

297

51,2

130,141

1,440,203

M= M

agnitud del sismo.

277

4,478862011,13029612

120,130

1,440,188

MS

F= Factor adimensional que tom

a en cuenta la magnitud del sism

o.24

144,17927961

1,1075755119

0,2091,44

0,301C

.F.= Contenido de finos.

327

51,2

140,147

1,440,212

α = Factor adimensional que tom

a en cuenta el contenido de finos en el cálculo de la resistencia a la licuación.29

64,63705042

1,1461697812

0,1291,44

0,186β = Factor adim

ensional que toma en cuenta el contenido de finos en el cálculo de la resistencia a la licuación.

3030

4,706238121,15431677

390,086

1,440,124

FS= Factor de seguridad = C

RR

/ CSR

.24

74,17927961

1,1075755112

0,1291,44

0,18644

135

1,220

0,21831,44

0,31424

74,17927961

1,1075755112

0,12711,44

0,18323

284,05857432

1,1003041335

-1,14881,44

-1,65435

214,97735168

1,1970627930

0,47351,44

0,682

RESUMEN DE GRANULOMETRIAS S-1Porcentaje Porcentaje Porcentaje Porcentaje Porcentaje Porcentaje Porcentaje

Malla Abertura que pasa que pasa que pasa que pasa que pasa que pasa que pasaNo. mm 14.70 m 15.90 m 18.30 m 23.10 m 23.70 m 24.90 m 28.50 m2" 50,800 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00

1 1/2" 36,100 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,001" 25,400 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00

3/4" 19,050 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,001/2" 12,700 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,003/8" 9,520 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00

No. 4 4,750 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,0010 2,000 100,00 100,00 100,00 99,92 100,00 100,00 100,0020 0,840 100,00 100,00 99,90 99,82 100,00 100,00 99,9040 0,420 100,00 99,70 99,40 98,52 100,00 100,00 97,8060 0,250 100,00 74,40 93,70 75,42 100,00 100,00 69,10

100 0,149 100,00 33,10 58,70 38,32 100,00 100,00 29,70200 0,074 86,30 21,60 32,90 22,32 91,50 99,70 17,80

GRUESA MEDIA FINA GRUESA MEDIA FINA GRAVA ARENA LIMO

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0100,1001,00010,000100,000

malla en mm

% q

ue p

asa

en p

eso

14.70 m 15.90 m 18.30 m 23.10 m 23.70 m 24.90 m 28.50 m

ANEJO VI-2 Diseño del tratamiento basado en los ábacos de diseño propuesto en esta

investigación.

ANEJO VI


DISEÑO DEL TRATAMIENTO CON INYECCIONES DE COMPACTACIÓN ENTRE 12 Y 18m DE PROFUNDIDAD, UTILIZANDO LOS ÁBACOS DE

DISEÑO PROPUESTO EN ESTA INVESTIGACIÓN.

1. - Propiedades del iniciales del terreno (tomadas del Informe de

Mecánica de Suelos para la “Reconfiguración y Modernización de la

Refinería Gral. Lázaro Cárdenas del Río, en Minatitlán Ver., México.

Unidad Hidrodesulfuradora de Diesel (HDD)”. 2005.

γ = 17.7 kN/m3.

C = 0 kN/m2.

φ = 33º

E = 15000 kN/m2.

ν = 0.3 NF = 2m

- Esfuerzo medio efectivo inicial “q´”

Para una profundidad (h) = 12 m.

σ´1 = ( γ .h) –( γw .hnivel freático)

σ´1 = (17.7 kN/m3 x 12m) - (10 kN/m3 x 10m)

σ´1 = 112.4 kN/m2

K0 = 1-senφ

K0 = 1-sen 33º

K0 = 0.45

σ´2 = σ´3 = σ1 K0

σ´2 = σ´3 = 0.45 x 112.4 kN/m2

σ´2 = σ´3 = 50.4 kN/m2

3

´´´´ 321 σσσ ++=q

ANEJO VI


3

4.504.504.112´ ++=q

2/06.71´ mkNq =

Para una profundidad (h) = 18 m.

σ´1 = ( γ .h) –( γw .hnivel freático)

σ´1 = (17.7 kN/m3 x 18m) - (10 kN/m3 x 16m)

σ´1 = 158.6 kN/m2

K0 = 1-senφ

K0 = 1-sen 33º

K0 = 0.45

σ´2 = σ´3 = σ1 K0

σ´2 = σ´3 = 0.45 x 158.6 kN/m2

σ´2 = σ´3 = 71.4 kN/m2

3

´´´´ 321 σσσ ++=q

3

4.714.716.158´ ++=q

2/47.100´ mkNq =

- Determinación del radio máximo de la cavidad inyectada.

Entrando en la Figura A6-2, se obtiene un radio máximo para la cavidad

inyectada entre 23 y 24cm, para unas profundidades de 12 y 18m

respectivamente. Para el diseño se ha tomado un radio medio de 23.5 cm.

Lo anterior implica un diámetro medio de 47 cm y un volumen por cada

cavidad esférica de:

ANEJO VI


3..34 rV Π=

Sustituyendo r = 23.5 cm, se obtiene un volumen de aproximadamente 54

litros por cada bulbo inyectado de 47 cm de diámetro medio.

En un metro de taladro el volumen sería de aproximadamente 116 litros.

Tomando un factor de eficacia de 1.6, el volumen final a inyectar medido en el

equipo de bombeo seria de unos 186 litros. Finalmente se optó por inyectar

200 litros por metro.

- Determinación de la presión máxima para inyectar el volumen establecido en el apartado anterior.

Entrando en la Figura A6-3, se obtiene una presión máxima en la interfaz

bulbo de mortero – terreno entre 12.5 y 16 bares aproximadamente, para

unas profundidades entre 12 y 18m respectivamente. En el diseño se decidió

por fijar una presión máxima de inyección para este tramo, en la interfaz

mortero-terreno, de 15 bares.

Con los coeficientes de fricción, establecidos a partir de las pruebas de

campo comentadas en el Capitulo 6, se estimaron las pérdidas de carga por

fricción en la tubería y las mismas se han utilizado para fijar el criterio de cese

de inyección por presión (controlada en el equipo de bombeo), la cual es

dependiente de la distancia entre el equipo de bombeo (donde se controlaron

las presiones en el tratamiento) y el punto de inyección.

- Determinación de la separación máxima entre taladros.

A partir del radio máximo estimado para el bulbo inyectado (23.5 cm) y la

curva de l Figura A6-4, para el nivel freático de 2m, se determinó que la

separación máxima entre taladros debía ser 1.88 cm. Finalmente en el diseño

ANEJO VI


final se decidió por colocar los taladros en una malla triangular de 1.80 m de

lado.

Figura A6-2 Radio máximo que se podría alcanzar en la cavidad expandida (bulbo de

mortero) en función de la profundidad (NF=2m).

Figura A6-3 Presión máxima que se podría alcanzar en la cavidad expandida (bulbo

de mortero) en función de la profundidad (NF= 2m).

Radio Vs Prof. (m)

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Rad

io (m

)

NF 2m

NF 5m

NF 10m

NF 15m

NF 20m


0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25

Prof. (m)

Pres

ión

/q´

Densas NF 2m

Densas NF 5m

Densas NF 10m

Densas NF 15m

Densas NF 20m

ANEJO VI


Figura A6-3 Variación con la profundidad del radio de influencia (radio plástico)

normalizado con relación al radio de la cavidad expandida (bulbo de

mortero).


0

1

2

3

4

5

6


Rp/

R



ANEJO VI-3 Análisis de licuación posterior al

tratamiento

ANEJO VI


Sondeo de verificación 1

ANEJO VI


SONDEO DE VERIFICACIÓN SV-1

(Coordenadas X= W 55.40, Y= N 536.96, Z= 105.5)

Figura A6-2 Registro sondeo de verificación 1.

1

3,4

7,9

4,1

9,2

5,6


7,9

12

21,2

26,8

30,2





Granulo.% Paso

# 10

# 40

# 20

0

1-20-15-1 55SPT 28-28,6 1-20-14-1 50

SPT 27,4-28 1-20-14-1 35SPT 26,8-27,4 1-20-13-1 70SPT 26,2-26,8 1-20-8-1 89

SPT 25,6-26,2 1-10-6-1 89SPT 25-25,6 1-6-6-1 89

SPT 24,4-25 1-4-3-1 95SPT 23,8-24,4 1-5-4-1 95SPT 23,2-23,8 1-5-4-1 88

SPT 22,6-23,2 1-4-4-1 88SPT 22-22,6 1-4-4-1 90SPT 21,4-22 1-4-4-1 85

SPT 20,8-21,4 1-6-3-1 45SPT 20,2-20,8 1-10-11-1 24SPT 19,6-20,2 1-12-12-1 30SPT 19-19,6 1-20-6-1 35

SPT 18,4-19 1-20-14-1 23SPT 17,8-18,4 9-11-10-12 28SPT 17,2-17,8 15-18-16-18 32

SPT 16,6-17,2 10-12-11-14 34SPT 16-16,6 14-15-17-19 23

SPT 15,4-16 8-10-10-12 38SPT 14,8-15,4 18-20-17-19 36SPT 14,2-14,8 12-13-15-16 19

SPT 13,6-14,2 7-8-8-9 69SPT 13-13,6 13-16-17-19 38SPT 12,4-13 8-10-8-9 71

SPT 11,8-12,4 15-20-21-17 29SPT 11,2-11,8 1-4-3-1 90SPT 10,6-11,2 1-2-3-1 75STP 10-10,6 1-2-2-1 86

SPT 9,4-10 1-4-4-1 85

SPT 7,8-8,4 1-3-3-1 90

SPT 7,2-7,8 1-7-7-1 22SPT 6,6-7,2 1-10-7-1 24SPT 6-6,6 1-4-5-1 27SPT 5,4-6 1-10-10-1 9

SPT 4,8-5,4 1-12-12-1 15SPT 4,2-4,8 1-12-13-1 11

SPT 3,6-4,2 1-4-1-1 19SPT 3-3,6 1-12-12-1 23SPT 2,4-3 1-17-18-1 30

SPT 1,8-2,4 1-4-4-1 25SPT 1,2-1,8 1-5-6-1 14

17

Rec

uper

ació

n (%

)

SPT

20 40 60 10 501

Prof

undi

dad

infe

rior (

m)

27,0

30,0

15,0

18,0

21,0

24,0

12,0

Prof

undi

dad

(m)

9,0

Rev

estim

ient

o

Niv

el d

e ag

ua

Cor

te li

toló

gico

0,0

Tipo

de

perfo

raci

ón

3,0

6,0


Not

as (#

)

SPT 28,6-29,2

80

Muestras/Ensayos

Tipo

Inte

rval

o (m

)

Res

ulta

dos

Espe

sor (

m)

SPT

SPT 0,6-1,2

0-0,6 1-2-2-1

1-2-3-1

21

AN

EJO V

I

Anejo VI -3 pág. 3



Peligro de licuación SPTV-1

EnsayoA m

ax.D

ensidadProfundidad



rdC

SR(N

)60C

n(N

1)60D

rM

MSF

C.F.

CR

RFS

Com

entariog

ton/m3

mm

mton/m

2ton/m

2G

olpes%

%

11

SP

TV-1

0,31,71

12,112,1

1,520,691

10,0910,13336634

0,1562254570,85

0,3441

1,0041

>996,5

1,4429

0,461,35

No Licuación

SP

TV-1

0,31,71

12,712,7

1,521,717

10,5170,12819089

0,153351430,84

0,3418

0,9818

676,5

1,4471

0,451,35

No Licuación

SP

TV-1

0,31,71

13,313,3

1,522,743

10,9430,123966735

0,1517096210,82

0,3333

0,9632

906,5

1,4438

0,290,88

No Licuación

SP

TV-1

0,31,71

13,913,9

1,523,769

11,3690,12063604

0,1512551080,80

0,3316

0,9415

626,5

1,4469

0,371,14

No Licuación

SP

TV-1

0,31,71

14,514,5

1,524,795

11,7950,118147025

0,1519482140,78

0,3228

0,9226

816,5

1,4419

0,842,64

No Licuación

SP

TV-1

0,31,71

15,115,1

1,525,821

12,2210,116453103

0,1537537250,76

0,3137

0,9134

936,5

1,4436

0,351,12

No Licuación

SP

TV-1

0,31,71

15,715,7

1,526,847

12,6470,115512172

0,1566402510,74

0,3120

0,8918

686,5

1,4438

0,471,52

No Licuación

SP

TV-1

0,31,71

16,316,3

1,527,873

13,0730,115286024

0,1605797010,72

0,3032

0,8828

856,5

1,4423

-1,15-3,84

No Licuación

SP

TV-1

0,31,71

16,916,9

1,528,899

13,4990,115739854

0,1655468420,70

0,2923

0,8620

716,5

1,4434

0,561,92

No Licuación

SP

TV-1

0,31,71

17,517,5

1,529,925

13,9250,116841845

0,1715189310,68

0,2934

0,8529

866,5

1,4432

0,090,33

No Licuación

SP

TV-1

0,31,71

18,118,1

1,530,951

14,3510,118562817

0,1784754060,66

0,2821

0,8318

676,5

1,4428

0,411,46

No Licuación


1)60 >30, cuando C.F. < 5%


1)60 = 28, cuando C.F.= 15%


1)60 22, cuando C.F. =35%


.F. >40%


r >70%



Donde:

CF

(N1)60

αβ

(N1)60 cs

CR

R 7.5

MSF

CR

Rrd= P

árametro adim



CS

R= Tensión tangencial cíclica norm

alizada inducida por el sismo.

(N)60= G

olpeo del SPT para el 60%


n= Parám

etro adimensional para norm

alizar el golpeo a una presión vertical efectiva de 1 Kg/cm2.

2941

4,637050421,14616978

510,319

1,440,459

(N1)60= (N

)60. Cn

7118

51,2

260,316

1,440,454

Dr= D


3832

51,2

430,202

1,440,291

M= M

agnitud del sismo.

6915

51,2

230,258

1,440,372

MS



o.19

263,43385731

1,0728190831

0,5851,44

0,842C


3634

51,2

450,243

1,440,349

α = Factor adim


3818

51,2

260,323

1,440,465

β = Factor adimensional que tom


284,05857432

1,1003041335

-0,7951,44

-1,145FS= Factor de seguridad = C

RR

/ CS

R.

3420

4,931484891,18825236

290,389

1,440,560

3229

4,828100531,17101934

390,065

1,440,093

2818

4,561507041,13816207

250,283

1,440,407

Sondeo de verificación 2

ANEJO VI


1

3,4

7,9

4,1

9,2

5,6


7,9

12

21,2

26,8

30,2





Granulo.% Paso

# 10

# 40

# 20

0

1-20-15-1 55SPT 28-28,6 1-20-14-1 50

SPT 27,4-28 1-20-14-1 35SPT 26,8-27,4 1-20-13-1 70SPT 26,2-26,8 1-20-8-1 89

SPT 25,6-26,2 1-10-6-1 89SPT 25-25,6 1-6-6-1 89

SPT 24,4-25 1-4-3-1 95SPT 23,8-24,4 1-5-4-1 95SPT 23,2-23,8 1-5-4-1 88

SPT 22,6-23,2 1-4-4-1 88SPT 22-22,6 1-4-4-1 90SPT 21,4-22 1-4-4-1 85

SPT 20,8-21,4 1-6-3-1 45SPT 20,2-20,8 1-10-11-1 24SPT 19,6-20,2 1-12-12-1 30SPT 19-19,6 1-20-6-1 35

SPT 18,4-19 1-20-14-1 58SPT 17,8-18,4 4-5-6-8 63SPT 17,2-17,8 13-19-17-19 46

SPT 16,6-17,2 10-12-16-15 35SPT 16-16,6 4-5-7-10 48

SPT 15,4-16 16-18-24-20 25SPT 14,8-15,4 10-12-14-11 31SPT 14,2-14,8 6-8-12-10 35

SPT 13,6-14,2 12-15-14-16 36SPT 13-13,6 8-10-14-13 79SPT 12,4-13 8-12-10-91 29

SPT 11,8-12,4 7-16-18-20 75SPT 11,2-11,8 1-4-3-1 90SPT 10,6-11,2 1-2-3-1 85STP 10-10,6 1-2-2-1 98

SPT 9,4-10 1-4-4-1 85

SPT 7,8-8,4 1-3-3-1 90

SPT 7,2-7,8 1-7-7-1 22SPT 6,6-7,2 1-10-7-1 24SPT 6-6,6 1-4-5-1 27SPT 5,4-6 1-10-10-1 9

SPT 4,8-5,4 1-12-12-1 15SPT 4,2-4,8 1-12-13-1 11

SPT 3,6-4,2 1-4-1-1 19SPT 3-3,6 1-12-12-1 23SPT 2,4-3 1-17-18-1 30

SPT 1,8-2,4 1-4-4-1 25SPT 1,2-1,8 1-5-6-1 14

17

Rec

uper

ació

n (%

)

SPT

20 40 60 10 501

Prof

undi

dad

infe

rior (

m)

27,0

30,0

15,0

18,0

21,0

24,0

12,0

Prof

undi

dad

(m)

9,0

Rev

estim

ient

o

Niv

el d

e ag

ua

Cor

te li

toló

gico

0,0

Tipo

de

perfo

raci

ón

3,0

6,0


Not

as (#

)

SPT 28,6-29,2

80

Muestras/Ensayos

Tipo

Inte

rval

o (m

)

Res

ulta

dos

Espe

sor (

m)

SPT

SPT 0,6-1,2

0-0,6 1-2-2-1

1-2-3-1

21

SONDEO DE VERIFICACIÓN SV-2 (Coordenadas X= W 56.30, Y= N 535.39, Z= 105.5)

Figura A6-3 Registro sondeo de verificación 2.

ANEJO VI

Anejo VI -3 pág. 4



Peligro de licuación SPTV-2

EnsayoA m

ax.D

ensidadProfundidad



rdC

SR(N

)60C

n(N

1)60D

rM

MSF

C.F.

CR

RFS

Com

entariog

ton/m3

mm

mton/m

2ton/m

2G

olpes%

%

SPT-V

20,3

1,7112,1

12,11,5

20,69110,091

0,850,34

341,00

3493

6,51,44

750,36

1,04N

o LicuaciónSP

T-V2

0,31,71

12,712,7

1,521,717

10,5170,84

0,3422

0,9821

746,5

1,4429

0,611,81

No Licuación

SPT-V

20,3

1,7113,3

13,31,5

22,74310,943

0,820,33

240,96

2377

6,51,44

791,38

4,17N

o LicuaciónSP

T-V2

0,31,71

13,913,9

1,523,769

11,3690,80

0,3329

0,9427

846,5

1,4436

0,010,04

No Licuación

SPT-V

20,3

1,7114,5

14,51,5

24,79511,795

0,780,32

200,92

1869

6,51,44

350,49

1,54N

o LicuaciónSP

T-V2

0,31,71

15,115,1

1,525,821

12,2210,76

0,3126

0,9124

786,5

1,4431

1,153,68

No Licuación

SPT-V

20,3

1,7115,7

15,71,5

26,84712,647

0,740,31

420,89

3798

6,51,44

250,37

1,20N

o LicuaciónSP

T-V2

0,31,71

16,316,3

1,527,873

13,0730,72

0,3012

0,8811

526,5

1,4448

0,270,91

No Licuación

SPT-V

20,3

1,7116,9

16,91,5

28,89913,499

0,700,29

280,86

2479

6,51,44

3514,17

48,55N

o LicuaciónSP

T-V2

0,31,71

17,517,5

1,529,925

13,9250,68

0,2936

0,8531

886,5

1,4446

0,250,87

No Licuación

SPT-V

20,3

1,7118,1

18,11,5

30,95114,351

0,660,28

110,83

948

6,51,44

630,25

0,88N

o Licuación


1)60 >30, cuando C.F. < 5%


1)60 = 28, cuando C.F.= 15%


1)60 22, cuando C.F. =35%


.F. >40%


r >70%



Donde:

CF

(N1)60

αβ

(N1)60 cs

CR

R 7.5

MSF

CR

Rrd= P

árametro adim



CSR

= Tensión tangencial cíclica normalizada inducida por el sism

o.(N

)60= Golpeo del SPT para el 60%


n= Parámetro adim

ensional para normalizar el golpeo a una presión vertical efectiva de 1 K

g/cm2.

7534

51,2

460,247

1,440,356

(N1)60= (N

)60. Cn

2921

4,637050421,14616978

290,424

1,440,610

Dr= D


7923

51,2

330,960

1,441,382

M= M

agnitud del sismo.

3627

51,2

380,009

1,440,0131

MS



o.35

184,97735168

1,1970627927

0,3421,44

0,492C


3124

4,769728011,1626007

320,798

1,441,149

α = Factor adimensional que tom


374,28877009

1,11546

0,2541,44

0,366β = Factor adim


4811

51,2

180,188

1,440,270

FS= Factor de seguridad = C

RR

/ CSR

.35

244,97735168

1,1970627934

9,8401,44

14,17046

315

1,242

0,1731,44

0,25063

95

1,216

0,1701,44

0,245

Ensayo de Cono de verificación 1 (SC-1)

ANEJO VI

Anejo VI -3 pág. 5



K=

2,39kg/u

Área

10,18cm

2

LOC

ALIZA

CIÓ

N:

RE

F.GR

AL.LÁ

ZAR

O C

ÁR

DE

NA

S , M

INA

TITLÁN

, VE

R.

OB

RA

:P

OZO

:STIC

SC-1 H

DD

FECH

A:

HR

S:11:30

FECH

A D

E TERM

INA

CIÓ

N:

13-mar-06

HR

S:15:50

Prof. (m)

LecturaProf. (m

)Lectura

Prof (m)

LecturaProf (m

)Lectura

Prof (m)

LecturaProf (m

)Lectura

Prof (m)

LecturaProf (m

)Lectura

0,1030,05108

2,50125,135

4,9067,38016

7,307,747544

9,7022,77308

12,1097,19646

14,5066,25049

16,9056,111

0,2043,66798

2,60130,065

5,0041,08546

7,406,808448

9,809,860511

12,2067,84971

14,6072,85069

17,0061,08546

0,3049,7721

2,70134,760

5,1017,37328

7,505,399804

9,9010,79961

12,3046,25049

14,7068,61591

17,1065,82515

0,4091,09234

2,80146,264

5,2018,54715

7,606,808448

10,0037,79862

12,4051,88507

14,8074,19057

17,2061,08546

0,50127,4823

2,90140,864

5,3017,13851

7,706,808448

10,1015,96464

12,5058,69352

14,9084,19745

17,3076,111

0,60141,5688

3,00131,708

5,4010,56483

7,807,043222

10,2011,50393

12,6066,44106

15,0079,81532

17,4070,14637

0,70137,5776

3,10130,534

5,5011,7387

7,907,277996

10,3010,09528

12,7059,16306

15,1064,79764

17,5067,46857

0,80113,6306

3,20127,952

5,6016,90373

8,008,68664

10,408,68664

12,8063,62377

15,2069,96267

17,6065,3556

0,9073,48428

3,30139,691

5,7010,79961

8,108,921415

10,509,156189

12,9088,04028

15,3065,47642

17,7082,68468

1,0037,0943

3,40126,308

5,809,625737

8,209,860511

10,609,156189

13,0057,75442

15,4062,25933

17,8079,44204

1,1043,66798

3,50119,735

5,908,68664

8,3010,09528

10,7037,79862

13,1024,65128

15,5057,51965

17,9062,16405

1,20116,2132

3,60114,570

6,009,860511

8,409,860511

10,8025,3556

13,2047,42436

15,6070,87623

18,0060,7554

1,30163,6375

3,7098,136

6,1011,03438

8,5011,7387

10,9012,20825

13,3069,06778

15,7075,03242

18,1054,70236

1,40165,7505

3,80114,335

6,209,625737

8,609,860511

11,009,390963

13,4061,04126

15,8061,98035

18,2095,78782

1,50143,6817

3,90127,013

6,3011,7387

8,708,921415

11,109,625737

13,5064,74656

15,9077,71022

18,30106,8222

1,60138,5167

4,00120,204

6,408,921415

8,808,921415

11,2010,79961

13,6064,27701

16,0071,18075

18,4099,07466

1,70143,9165

4,10123,961

6,5010,33006

8,909,390963

11,3096,25737

13,7063,00786

16,1054,60707

18,5049,06778

1,80161,9941

4,20130,534

6,6011,97348

9,008,451866

11,4050,00688

13,8060,42534

16,2064,93713

18,6057,0501

1,90133,8212

4,30137,108

6,707,51277

9,108,451866

11,5066,44106

13,9050,19057

16,3072,58939

18,7033,57269

2,00119,7348

4,40157,299

6,807,043222

9,208,451866

11,6064,56287

14,0045,26031

16,4067,0501

18,8018,31238

2,1098,13556

4,50145,325

6,908,921415

9,309,625737

11,7052,82417

14,1055,96464

16,5080,29273

18,9065,50196

2,2080,76228

4,60135,230

7,008,217092

9,4011,97348

11,8060,10216

14,2058,31238

16,6074,93713

19,0052,82417

2,3050,7112

4,70111,752

7,108,68664

9,5011,50393

11,9064,56287

14,3051,6945

16,7096,01572

2,40111,9872

4,8088,040

7,207,747544

9,6012,44303

12,0067,61493

14,4060,47642

16,8091,08546

1.5mTU

RN

O D

E:

8:00A

18:00PR

OFU

ND

IDAD

DE

PRO

YEC

TO:

22,00m

PRO

FUN

DID

AD R

EAL:

22,20m

RE

VISO

EN E

L CAM

PO:

RE

VISO

EN LAB

OR

ATO

RIO

:AD

EMÉ ( )

mFEC

HA

:

Verificación cam

po de prueba para inyecciones de compactación

Longyear 3411-m

ar-06

HO

RA

S

FECH

A D

E INIC

IO:

11-mar-06

CA

MPO

DE PR

UEB

A

NIV

EL FR

EÁ

TICO

: O

BSE

RV

ACIO

NES

:C

ON

SO

LA Y C

ON

O E

LÉC

TRIC

O M

AR

CA

DIG

ITAL G

PER

FOR

AD

OR

A:

11-mar-06

ANEJO VI

Anejo VI -3 pág. 6



K=2,39

kg/uÁ

rea= 10,18

cm2

qc/N =

3LO

CA

LIZA

CIÓ

N:

RE

F.GR

AL.LÁ

ZAR

O C

ÁR

DE

NA

S , M

INA

TITLÁN

, VE

R.

OB

RA

:

PO

ZO

:STIC

SC-1 H

DD

FECH

A:

HR

S:11:30

FECH

A D

E TERM

INA

CIÓ

N:

11-mar-06

HR

S:15:50

Prof. (m)

qc (kg/cm2)

Prof. (m)

qc (kg/cm2)

Prof. (m)

qc (kg/cm2)

Prof. (m)

qc (kg/cm2)

Prof. (m)

qc (kg/cm2)

Prof. (m)

qc (kg/cm2)

N equiv

Prof. (m)

qc (kg/cm2)

N equiv

Prof. (m)

qc (kg/cm2)

N equiv

0,1030,05

2,50125,13

4,9067,38

7,307,75

9,7022,77

12,1097,20

14,5066,25

16,9056,11

0,2043,67

2,60130,06

5,0041,09

7,406,81

9,809,86

12,2067,85

14,6072,85

17,0061,09

0,3049,77

2,70134,76

5,1017,37

7,505,40

9,9010,80

12,3046,25

2214,70

68,6225

17,1065,83

220,40

91,092,80

146,265,20

18,557,60

6,8110,00

37,8012,40

51,8914,80

74,1917,20

61,090,50

127,482,90

140,865,30

17,147,70

6,8110,10

15,9612,50

58,6914,90

84,2017,30

76,11

0,60141,57

3,00131,71

5,4010,56

7,807,04

10,2011,50

12,6066,44

15,0079,82

17,4070,15

0,70137,58

3,10130,53

5,5011,74

7,907,28

10,3010,10

12,7059,16

15,1064,80

17,5067,47

0,80113,63

3,20127,95

5,6016,90

8,008,69

10,408,69

12,8063,62

15,2069,96

17,6065,36

0,9073,48

3,30139,69

5,7010,80

8,108,92

10,509,16

12,9088,04

1915,30

65,4822

17,7082,68

231,00

37,093,40

126,315,80

9,638,20

9,8610,60

9,1613,00

57,7515,40

62,2617,80

79,441,10

43,673,50

119,735,90

8,698,30

10,1010,70

37,8013,10

24,6515,50

57,5217,90

62,16

1,20116,21

3,60114,57

6,009,86

8,409,86

10,8025,36

13,2047,42

15,6070,88

18,0060,76

1,30163,64

3,7098,14

6,1011,03

8,5011,74

10,9012,21

13,3069,07

15,7075,03

18,1054,70

1,40165,75

3,80114,33

6,209,63

8,609,86

11,009,39

13,4061,04

15,8061,98

18,2095,79

1,50143,68

3,90127,01

6,3011,74

8,708,92

11,109,63

13,5064,75

2115,90

77,7123

18,30106,82

261,60

138,524,00

120,206,40

8,928,80

8,9211,20

10,8013,60

64,2816,00

71,1818,40

99,071,70

143,924,10

123,966,50

10,338,90

9,3911,30

96,2613,70

63,0116,10

54,6118,50

49,07

1,80161,99

4,20130,53

6,6011,97

9,008,45

11,4050,01

13,8060,43

16,2064,94

18,6057,05

1,90133,82

4,30137,11

6,707,51

9,108,45

11,5066,44

13,9050,19

16,3072,59

18,7033,57

2,00119,73

4,40157,30

6,807,04

9,208,45

11,6064,56

14,0045,26

16,4067,05

18,8018,31

2,1098,14

4,50145,33

6,908,92

9,309,63

11,7052,82

14,1055,96

1816,50

80,2927

18,9065,50

2,2080,76

4,60135,23

7,008,22

9,4011,97

11,8060,10

14,2058,31

16,6074,94

19,0052,82

2,3050,71

4,70111,75

7,108,69

9,5011,50

11,9064,56

14,3051,69

16,7096,02

2,40111,99

4,8088,04

7,207,75

9,6012,44

12,0067,61

14,4060,48

16,8091,09

1.5mTU

RN

O D

E:

8:00A

18:00P

RO

FUN

DID

AD

DE

PR

OY

EC

TO:

67,00m

PR

OFU

ND

IDA

D R

EA

L: 68,00

mR

EV

ISO

EN

EL C

AM

PO

:R

EV

ISO

EN

LAB

OR

ATO

RIO

:A

DE

MÉ ( )

mFE

CH

A:

11-mar-06

OB

SE

RV

AC

ION

ES

:C

ON

SO

LA Y C

ON

O E

LÉC

TRIC

O M

AR

CA

DIG

ITAL G

NIV

EL FR

EÁ

TICO

: H

OR

AS

PER

FOR

AD

OR

A:

Longyear 34

11-mar-06

FECH

A D

E INIC

IO:

11-mar-06

CA

MPO

DE PR

UEB

AC

onversión qc a N equiv. en los estratos

arenosos entre 12 y 18mV

erificación campo de prueba para inyecciones de com

pactación

ANEJO VI

Anejo VI -3 pág. 7



Peligro de licuación Cono SVIC

-C1

EnsayoA

max.

Densidad

ProfundidadProfundidad corregida

Prof nivel freáticoTensión total

Tensión efectivard

CSR

(N)60

Cn

(N1)60

Dr

MM

SFC

.F.C

RR

FSg

ton/m3

mm

mton/m

2ton/m

2G

olpes%

%

SVIC

-C1

0,31,71

12,112,1

1,520,691

10,0910,85

0,3422

1,0022

756,5

1,4429

0,651,90

SVIC

-C1

0,31,71

12,712,7

1,521,717

10,5170,84

0,3419

0,9819

696,5

1,4471

0,351,03

SVIC

-C1

0,31,71

13,313,3

1,522,743

10,9430,82

0,3321

0,9620

726,5

1,4438

0,601,82

SVIC

-C1

0,31,71

13,913,9

1,523,769

11,3690,80

0,3318

0,9417

666,5

1,4469

0,431,32

SVIC

-C1

0,31,71

14,514,5

1,524,795

11,7950,78

0,3225

0,9223

776,5

1,4419

0,541,71

SVIC

-C1

0,31,71

15,115,1

1,525,821

12,2210,76

0,3122

0,9120

726,5

1,4436

0,591,89

SVIC

-C1

0,31,71

15,715,7

1,526,847

12,6470,74

0,3123

0,8921

726,5

1,4438

0,642,09

SVIC

-C1

0,31,71

16,316,3

1,527,873

13,0730,72

0,3027

0,8824

786,5

1,4423

0,692,30

SVIC

-C1

0,31,71

16,916,9

1,528,899

13,4990,70

0,2922

0,8619

706,5

1,4434

0,511,74

SVIC

-C1

0,31,71

17,517,5

1,529,925

13,9250,68

0,2923

0,8520

716,5

1,4432

0,521,81

SVIC

-C1

0,31,71

18,118,1

1,530,951

14,3510,66

0,2826

0,8322

756,5

1,4428

0,612,18


1)60 >30, cuando C.F. < 5%


1)60 = 28, cuando C.F.= 15%


1)60 22, cuando C.F. =35%


.F. >40%


r >70%



Donde:

CF

(N1)60

αβ

(N1)60 cs

CR

R 7.5

MSF

CR

Rrd= P

árametro adim



CS

R= Tensión tangencial cíclica norm

alizada inducida por el sismo.

(N)60= G

olpeo del SPT para el 60%


n= Parámetro adim

ensional para normalizar el golpeo a una presión vertical efectiva de 1 Kg/cm

2.29

224,63705042

1,1461697830

0,4511,44

0,649(N

1)60= (N)60. C

n71

195

1,227

0,351

0,35D

r= Densidad relativa= 16.√N

138

205

1,229

0,4181,44

0,602M

= Magnitud del sism

o.69

175

1,225

0,2991,44

0,430M

SF= Factor adimensional que tom


o.19

233,43385731

1,0728190828

0,3781,44

0,544C


3620

51,2

290,409

1,440,589

α = Factor adim


3821

51,2

300,444

1,440,639

β = Factor adimensional que tom


244,05857432

1,1003041330

0,4771,44

0,686FS= Factor de seguridad = C

RR

/ CS

R.

3419

4,931484891,18825236

270,353

1,440,508

3220

4,828100531,17101934

280,359

1,440,517

2822

4,561507041,13816207

290,424

1,440,610

Caso 1Estudio de las "Inyecciones de compactación" mediante la teória de expansión de cavidades sin influencia del nivel freático y para una Dr de partida del 50%.

Hoja de cálculo 120 m de profundidad En tramos de inyección de 1m.

A B C D E F G H I J K L M N O P R S T U V W X Y z AA AB AC AD

Caso Densidad C φ E v G Prof. Ri P q Ir R (bulbo) Rult (gráfica) Pult (gráfica) Ir Irr Rp σp up ∆V Disminución vol / fase 1m Vol de inyección / fase 1 m e inicial n inical n final n max n min Dr%kN/m2 kN/m2 grados kN/m2 kN/m2 m m kN/m2 kN/m2 m m kN/m2 m kN/m2 m m3 m3 m3

DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 100 225,464921 52,5362443 0,01791373 0,24 1980 52,5362443 26,3237371 0,7 437,51 0,00482404 0,02463606 0,051 0,121 0,505 0,33554817 0,29982531 0,4117 0,2366 69,6612812P. max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 2200 225,464921 52,5362443 2,40417403

0.9 P. max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 1980 225,464921 52,5362443 0,232792990.8 P. max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 1760 225,464921 52,5362443 0,176514

10 m de profundidad En tramos de inyección de 1m.


DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 100 112,732461 105,072489 0,02929363 0,26 1210 105,072489 40,3386024 0,8 247,94 0,00351538 0,04138988 0,080 0,142 0,505 0,33554817 0,29843473 0,4117 0,2366 70,3873632P. max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 1345 112,732461 105,072489 3,66994574

0.9 P. max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 1210,5 112,732461 105,072489 0,260902910.8 P. max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 1076 112,732461 105,072489 0,19879782



17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 100 101,459215 116,74721 0,03156833 0,265 1122 116,74721 42,9831342 0,82 228,08 0,00337456 0,04539269 0,086 0,147 0,505 0,33554817 0,29846483 0,4117 0,2366 70,3716766P. max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 1247 101,459215 116,74721 2,11503411

0.9 P. max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 1122,3 101,459215 116,74721 0,265353610.8 P. max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 997,6 101,459215 116,74721 0,2023715



17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 100 90,1859685 131,340611 0,03432139 0,27 1031 131,340611 46,1282179 0,84 207,99 0,00321616 0,04979886 0,092 0,153 0,505 0,33554817 0,29840336 0,4117 0,2366 70,4037074P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 1146 90,1859685 131,340611 2,79898427

0.9 P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 1031,4 90,1859685 131,340611 0,270714140.8 P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 916,8 90,1859685 131,340611 0,20655442



17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 100 78,9127224 150,103555 0,03773476 0,276 937 150,103555 50,0040751 0,86 188,62 0,00306624 0,05533587 0,100 0,160 0,505 0,33554817 0,29792264 0,4117 0,2366 70,654025P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 1041 78,9127224 150,103555 3,72738362

0.9 P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 936,9 78,9127224 150,103555 0,276861580.8 P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 832,8 78,9127224 150,103555 0,21137243



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 100 67,6394763 175,120814 0,04210071 0,28 838 175,120814 54,7333677 0,88 166,65 0,00283183 0,06008513 0,107 0,164 0,505 0,33554817 0,29796085 0,4117 0,2366 70,6341373P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 931 67,6394763 175,120814 1,86129741

0.9 Pmax 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 837,9 67,6394763 175,120814 0,283765310.8 Pmax 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 744,8 67,6394763 175,120814 0,2169243



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 5 0,05 100 56,3662303 210,144977 0,04792351 0,29 734 210,144977 60,850953 0,92 144,06 0,00262197 0,06979695 0,120 0,176 0,505 0,33554817 0,29865421 0,4117 0,2366 70,2729547P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 5 0,05 816 56,3662303 210,144977 3,032985

0.9 P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 5 0,05 734,4 56,3662303 210,144977 0,292838380.8 P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 5 0,05 652,8 56,3662303 210,144977 0,22393663



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 4 0,05 100 45,0929842 262,681222 0,05616253 0,3 623 262,681222 69,0139646 0,96 120,79 0,00236169 0,08110124 0,135 0,188 0,505 0,33554817 0,29907505 0,4117 0,2366 70,0533792P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 4 0,05 693 45,0929842 262,681222 1,3983025

0.9 P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 4 0,05 623,7 45,0929842 262,681222 0,302989510.8 Pmax 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 4 0,05 554,4 45,0929842 262,681222 0,23228592



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 3 0,05 100 33,8197382 350,241629 0,06892406 0,32 506 350,241629 81,7590207 1,02 98,65 0,00214903 0,10419464 0,163 0,214 0,505 0,33554817 0,29892337 0,4117 0,2366 70,1325485P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 3 0,05 562 33,8197382 350,241629 2,2141215

0.9 P max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 3 0,05 505,8 33,8197382 350,241629 0,318799650.8 Pmax 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 3 0,05 449,6 33,8197382 350,241629 0,2443461



17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 2 0,05 100 22,5464921 525,362443 0,09205315 0,34 375 525,362443 102,404896 1,08 73,47 0,00178729 0,13314216 0,196 0,242 0,505 0,33554817 0,29844203 0,4117 0,2366 70,3835574P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 2 0,05 417 22,5464921 525,362443 1,98041599

0.9 P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 2 0,05 375,3 22,5464921 525,362443 0,341008420.8 P max. 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 2 0,05 333,6 22,5464921 525,362443 0,26178219

Caso 2Estudio de las "Inyecciones de compactación" mediante la teória de expansión de cavidades sin influencia del nivel freático y para una Dr de partida del 40%.

Hoja de cálculo 120 m de profundidad En tramos de inyección de 1m.

A B C D E F G H I J K L M N O P R S T U V W X Y z AA AB AC AD


DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 100 216,691385 44,3099521 0,01816805 0,210999543 1564,2 44,3099521 20,6724394 0,65 338,73 0,00343731 0,01788127 0,042 0,093 0,505 0,33554817 0,29871347 0,4117 0,2366 70,2420521P. max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 1738 216,691385 44,3099521 3,55223984

0.9 P. max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 1564,2 216,691385 44,3099521 0,210999540.8 P. max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 1390,4 216,691385 44,3099521 0,15999394



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 100 108,345692 88,6199041 0,03026168 0,236124934 946,8 88,6199041 31,5135564 0,76 193,16 0,00279332 0,03123663 0,066 0,117 0,505 0,33554817 0,29957639 0,4117 0,2366 69,7914634P. max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 1052 108,345692 88,6199041 1,38648897

0.9 P. max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 946,8 108,345692 88,6199041 0,236124930.8 P. max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 841,6 108,345692 88,6199041 0,18004459



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 100 97,5111232 98,4665602 0,03270343 0,240163389 876,6 98,4665602 33,5455749 0,77 179,79 0,00274533 0,03387027 0,071 0,121 0,505 0,33554817 0,29867418 0,4117 0,2366 70,2625385P. max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 974 97,5111232 98,4665602 1,2837851

0.9 P. max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 876,6 97,5111232 98,4665602 0,240163390.8 P. max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 779,2 97,5111232 98,4665602 0,18328267



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 100 86,676554 110,77488 0,03566773 0,245257895 804,6 110,77488 36,0055953 0,78 166,85 0,00270974 0,03729806 0,076 0,126 0,505 0,33554817 0,29729567 0,4117 0,2366 70,9799756P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 894 86,676554 110,77488 1,72485877

0.9 P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 804,6 86,676554 110,77488 0,245257890.8 P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 715,2 86,676554 110,77488 0,18716362



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 100 75,8419847 126,599863 0,03935582 0,250129027 729 126,599863 38,883974 0,8 150,01 0,00257124 0,04100956 0,082 0,131 0,505 0,33554817 0,29732459 0,4117 0,2366 70,9649542P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 810 75,8419847 126,599863 1,15557844

0.9 P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 729 75,8419847 126,599863 0,250129030.8 P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 648 75,8419847 126,599863 0,19125183



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 100 65,0074155 147,69984 0,0440922 0,257549087 651,6 147,69984 42,6505097 0,84 130,57 0,00238635 0,04641498 0,090 0,139 0,505 0,33554817 0,29925368 0,4117 0,2366 69,9601003P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 724 65,0074155 147,69984 2,94107996

0.9 Pmax 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 651,6 65,0074155 147,69984 0,257549090.8 Pmax 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 579,2 65,0074155 147,69984 0,19673441



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 5 0,05 100 54,1728462 177,239808 0,05043944 0,264246058 568,8 177,239808 47,2498771 0,86 114,31 0,00224101 0,05236384 0,099 0,146 0,505 0,33554817 0,29835973 0,4117 0,2366 70,4264407P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 5 0,05 632 54,1728462 177,239808 1,09205926

0.9 P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 5 0,05 568,8 54,1728462 177,239808 0,264246060.8 P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 5 0,05 505,6 54,1728462 177,239808 0,20248599



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 4 0,05 100 43,338277 221,54976 0,05947439 0,274630098 482,4 221,54976 53,7458448 0,89 97,51 0,00208909 0,06170325 0,112 0,158 0,505 0,33554817 0,29750556 0,4117 0,2366 70,8709189P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 4 0,05 536 43,338277 221,54976 1,22948287

0.9 P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 4 0,05 482,4 43,338277 221,54976 0,27463010.8 Pmax 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 4 0,05 428,8 43,338277 221,54976 0,21050866



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 3 0,05 100 32,5037077 295,39968 0,07358189 0,288555208 389,7 295,39968 63,3170935 0,95 77,10 0,00183577 0,07532915 0,131 0,174 0,505 0,33554817 0,29920326 0,4117 0,2366 69,9864379P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 3 0,05 433 32,5037077 295,39968 1,44602123

0.9 P max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 3 0,05 389,7 32,5037077 295,39968 0,288555210.8 Pmax 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 3 0,05 346,4 32,5037077 295,39968 0,22127139



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 2 0,05 100 21,6691385 443,099521 0,09948638 0,30933978 288 443,099521 79,4796215 1 58,41 0,00159209 0,09915882 0,160 0,200 0,505 0,33554817 0,29728544 0,4117 0,2366 70,9852864P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 2 0,05 320 21,6691385 443,099521 1,96752064

0.9 P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 2 0,05 288 21,6691385 443,099521 0,309339780.8 P max. 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 2 0,05 256 21,6691385 443,099521 0,23731416

Caso 3

Estudio de las "Inyecciones de compactación" m

ediante la teória de expansión de cavidades con la influencia del nivel freático (2m) y para una D

r de partida del 50%.

Hoja de cálculo 1.

20 m de profundidad

En tramos de inyección de 1m

.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R

ult (gráfica)Pult (gráfica)

IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD

isminución vol / fase 1m

Vol de inyección / fase 1 me inicial

n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

50%17 ,7

033

200000,3

7692,3076920

0,05100

2110,821741

106,88408320,02965121

0,2612229621195,2

106,884083240,75148982

0,8246,53

0,0035284950,042309918

0,0810,143

0,5050,33554817

0,297787370,4117

0,236670,7243981

P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,3076920

0,051328

2110,821741

106,88408321,55322805

0.9 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,3076920

0,051195,2

2110,821741

106,88408320,26122296

0.95 P.m

ax17,7

033

200000,3

7692,3076920

0,051062,4

2110,821741

106,88408320,19921823

10 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

50%17 ,7

033

200000,3

7692,3076910

0,05100

261,779936

191,73021120,04490004

0,287784

191,730211257,60051425

0,9156,40

0,0027677660,066428688

0,1160,173

0,5050,33554817

0,297649270,4117

0,236670,7962149

P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,3076910

0,05872

261,779936

191,73021122,1931857

0.9 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,3076910

0,05784

261,779936

191,73021120,28727276

0.95 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,3076910

0,05828

261,779936

191,73021120,36730586

9 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

50%17 ,7

033

200000,3

7692,307699

0,05100

256,8757555

208,26237940,047618

0,292739

208,262379460,56557092

0,92146,45

0,0026783170,071297924

0,1220,179

0,5050,33554817

0,298118940,4117

0,236670,5518499

P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307699

0,05821

256,8757555

208,26237941,73402971

0.9 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307699

0,05739

256,8757555

208,26237940,29211973

0.95 P.m

ax17,7

033

200000,3

7692,307699

0,05780

256,8757555

208,26237940,37302666

8 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

50%17 ,7

033

200000,3

7692,307698

0,05100

251,971575

227,91458930,05076983

0,296692

227,914589363,80011155

0,93137,68

0,0025905050,075907162

0,1280,184

0,5050,33554817

0,297492220,4117

0,236670,8778533

P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307698

0,05769

251,971575

227,91458931,86623472

0.9 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307698

0,05692

251,971575

227,91458930,29637722

0.95 P.m

ax17,7

033

200000,3

7692,307698

0,05730

251,971575

227,91458930,37683792

7 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

50%17 ,7

033

200000,3

7692,307697

0,05100

247,0673946

251,66211750,0544767

0,3643

251,662117567,38130006

0,95126,52

0,0024531190,080635727

0,1340,188

0,5050,33554817

0,298127140,4117

0,236670,5475823

P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307697

0,05715

247,0673946

251,66211751,39569074

0.9 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307697

0,05643

247,0673946

251,66211750,30007884

0.95 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307697

0,05679

247,0673946

251,66211750,38239948

6 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

50%17,7

033

200000,3

7692,307696

0,05100

242,1632141

280,93399520,05891153

0,306594

280,933995271,93842746

0,97116,71

0,0023500620,08749421

0,1430,196

0,5050,33554817

0,298152350,4117

0,236670,5344528

P.m

ax17,7

033

200000,3

7692,307696

0,05660

242,1632141

280,93399521,52412146

0.9 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307696

0,05594

242,1632141

280,93399520,30664857

0.95 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307696

0,05627

242,1632141

280,93399520,39089508

5 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

50%17 ,7

033

200000,3

7692,307695

0,05100

237,2590336

317,91163220,06433073

0,313543

317,911632277,31462424

1105,52

0,0022183290,095715384

0,1530,205

0,5050,33554817

0,299046080,4117

0,236670,0685058

P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307695

0,05603

237,2590336

317,91163221,58945019

0.9 P.m

ax17,7

033

200000,3

7692,307695

0,05543

237,2590336

317,91163220,31370103

0.95 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307695

0,05572

237,2590336

317,91163220,39537947

4 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

50%17,7

033

200000,3

7692,307694

0,05100

232,3548531

366,09902530,0711331

0,322490

366,099025383,89939317

1,0296,37

0,0021221350,107103062

0,1660,217

0,5050,33554817

0,298134880,4117

0,236670,543548

P.m

ax17,7

033

200000,3

7692,307694

0,05544

232,3548531

366,09902532,06422259

0.9 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307694

0,05490

232,3548531

366,09902530,32194947

0.95 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307694

0,05517

232,3548531

366,09902530,41080461

3 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

50%17 ,7

033

200000,3

7692,307693

0,05100

227,4506726

431,50418750,07997855

0,33434

431,504187591,9374429

1,0485,98

0,0019781610,118513575

0,1800,228

0,5050,33554817

0,297438560,4117

0,236670,905739

P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307693

0,05482

227,4506726

431,50418751,79121653

0.9 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307693

0,05434

227,4506726

431,50418750,33028175

0.95 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307693

0,05458

227,4506726

431,50418750,42098631

2 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

50%17 ,7

033

200000,3

7692,307692

0,05100

222,5464921

525,3624430,09205315

0,34375

525,362443102,4048958

1,0873,47

0,0017872860,133142158

0,1960,242

0,5050,33554817

0,298442030,4117

0,236670,3835574

P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307692

0,05417

222,5464921

525,3624431,98041599

0.9 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307692

0,05375

222,5464921

525,3624430,34012693

0.95 P.m

ax17 ,7

033

200000,3

7692,307692

0,05396

222,5464921

525,3624430,43368721

Caso 4Estudio de las "Inyecciones de compactación" mediante la teória de expansión de cavidades con la influencia del nivel freático (4m) y para una Dr de partida del 50%.

Hoja de cálculo 1.20 m de profundidad En tramos de inyección de 1m.

Caso Densidad C φ E v G Prof. Ri P NF q´ Ir R (bulbo) Rult (gráfica) Pult (gráfica) Ir Irr Rp σp up ∆V Disminución vol / fase 1m Vol de inyección / fase 1 m e inicial n inical n final n max n min Dr%kN/m2 kN/m2 grados kN/m2 kN/m2 m m kN/m2 m kN/m2 m m kN/m2 m kN/m2 m m3 m3 m3

DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 100 4 123,559872 95,86510558 0,02744774 0,25689368 1292,4 95,86510558 38,18228419 0,79 265,03 0,003632321 0,03862329 0,075 0,138 0,505 0,33554817 0,29914871 0,4117 0,2366 70,0149209P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 1436 4 123,559872 95,86510558 2,46706221

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 1292,4 4 123,559872 95,86510558 0,256893680.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 1148,8 4 123,559872 95,86510558 0,19565987



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 100 4 74,5180672 158,9558161 0,03930197 0,278752268 898,2 158,9558161 51,62635619 0,88 177,51 0,002945427 0,057782734 0,104 0,163 0,505 0,33554817 0,29923936 0,4117 0,2366 69,9675807P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 998 4 74,5180672 158,9558161 1,39191325

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 898,2 4 74,5180672 158,9558161 0,278752270.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 798,4 4 74,5180672 158,9558161 0,21316387



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 100 4 69,6138867 170,1539843 0,041249 0,281843263 855 170,1539843 53,73108629 0,89 168,90 0,002871936 0,060858661 0,108 0,166 0,505 0,33554817 0,29898658 0,4117 0,2366 70,0995616P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 950 4 69,6138867 170,1539843 1,35443081

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 855 4 69,6138867 170,1539843 0,281843260.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 760 4 69,6138867 170,1539843 0,21563493



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 100 4 64,7097062 183,0495126 0,0434461 0,285213944 810,9 183,0495126 56,07764915 0,9 160,35 0,002797559 0,064318122 0,113 0,170 0,505 0,33554817 0,2986236 0,4117 0,2366 70,288913P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 901 4 64,7097062 183,0495126 1,32666214

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 810,9 4 64,7097062 183,0495126 0,285213940.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 720,8 4 64,7097062 183,0495126 0,21832294



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 100 4 59,8055257 198,0599625 0,04594832 0,289018502 765,9 198,0599625 58,7291984 0,91 151,93 0,002724437 0,06832063 0,118 0,175 0,505 0,33554817 0,29810416 0,4117 0,2366 70,5595461P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 851 4 59,8055257 198,0599625 1,35095755

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 765,9 4 59,8055257 198,0599625 0,28901850.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 680,8 4 59,8055257 198,0599625 0,22130672


Caso Densidad C Phi E v G Prof. Ri P NF q´ Ir R (bulbo) Rult (gráfica) Pult (gráfica) Ir Irr Rp σp up ∆V Disminución vol / fase 1m Vol de inyección / fase 1 m e inicial n inical n final n max n min Dr%kN/m2 kN/m2 grados kN/m2 kN/m2 m m kN/m2 m kN/m2 m m kN/m2 m kN/m2 m m3 m3 m3

DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 100 4 54,9013452 215,7520938 0,04882884 0,293479159 720 215,7520938 61,77356127 0,92 143,71 0,002655281 0,07311119 0,125 0,180 0,505 0,33554817 0,29736047 0,4117 0,2366 70,9463112P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 800 4 54,9013452 215,7520938 1,52798934

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 720 4 54,9013452 215,7520938 0,293479160.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 640 4 54,9013452 215,7520938 0,22469654



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 5 0,05 100 4 49,9971647 236,915038 0,05218715 0,296336961 671,4 236,915038 64,96545634 0,94 131,79 0,002498827 0,076677849 0,129 0,184 0,505 0,33554817 0,29836205 0,4117 0,2366 70,4252337P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 5 0,05 746 4 49,9971647 236,915038 1,03351746

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 5 0,05 671,4 4 49,9971647 236,915038 0,296336960.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 5 0,05 596,8 4 49,9971647 236,915038 0,22763522



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 4 0,05 100 4 45,0929842 262,6812215 0,05616253 0,302989505 623,7 262,6812215 69,17900903 0,96 122,63 0,002419059 0,083808051 0,138 0,192 0,505 0,33554817 0,29822962 0,4117 0,2366 70,4942179P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 4 0,05 693 4 45,0929842 262,6812215 1,3983025

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 4 0,05 623,7 4 45,0929842 262,6812215 0,302989510.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 4 0,05 554,4 4 45,0929842 262,6812215 0,23228592

Caso 5Estudio de las "Inyecciones de compactación" mediante la teória de expansión de cavidades con influencia del nivel freático (6m) y para una Dr de partida del 50%.



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 100 6 136,298003 86,90574992 0,02560162 0,252704527 1386 86,90574992 35,95956946 0,77 287,94 0,003794842 0,03549291 0,070 0,134 0,505 0,33554817 0,29882529 0,4117 0,2366 70,1837256P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 1540 6 136,298003 86,90574992 2,11444528

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 1386 6 136,298003 86,90574992 0,252704530.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 1232 6 136,298003 86,90574992 0,19236781



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 100 6 87,2561983 135,7505875 0,03513564 0,271329856 1006,2 135,7505875 46,98747781 0,85 201,02 0,003142693 0,050982528 0,094 0,154 0,505 0,33554817 0,29902678 0,4117 0,2366 70,0785815P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 1118 6 87,2561983 135,7505875 1,269322

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 1006,2 6 87,2561983 135,7505875 0,271329860.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 894,4 6 87,2561983 135,7505875 0,2073871



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 100 6 82,3520178 143,8347292 0,03660879 0,274470165 965,7 143,8347292 48,69305439 0,86 192,88 0,003089157 0,053692069 0,098 0,158 0,505 0,33554817 0,29883685 0,4117 0,2366 70,1776934P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 1073 6 82,3520178 143,8347292 1,63958608

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 965,7 6 82,3520178 143,8347292 0,274470160.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 858,4 6 82,3520178 143,8347292 0,20966061



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 100 6 77,4478373 152,9426849 0,03824023 0,27770561 924,3 152,9426849 50,54852862 0,87 184,65 0,00303111 0,056618263 0,102 0,162 0,505 0,33554817 0,29859136 0,4117 0,2366 70,3057232P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 1027 6 77,4478373 152,9426849 3,21444495

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 924,3 6 77,4478373 152,9426849 0,277705610.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 821,6 6 77,4478373 152,9426849 0,21204543



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 100 6 72,5436568 163,2820938 0,04005872 0,280162611 881,1 163,2820938 52,47121855 0,88 175,37 0,00294082 0,059189223 0,106 0,164 0,505 0,33554817 0,2985428 0,4117 0,2366 70,3310394P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 979 6 72,5436568 163,2820938 1,5012579

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 881,1 6 72,5436568 163,2820938 0,280162610.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 7 0,05 783,2 6 72,5436568 163,2820938 0,21421179



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 100 6 67,6394763 175,1208143 0,04210071 0,283765307 837,9 175,1208143 54,71947596 0,89 167,12 0,00287745 0,062705671 0,110 0,169 0,505 0,33554817 0,29813213 0,4117 0,2366 70,5449834P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 931 6 67,6394763 175,1208143 1,86129741

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 837,9 6 67,6394763 175,1208143 0,283765310.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 6 0,05 744,8 6 67,6394763 175,1208143 0,2169243




DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 100 8 149,036134 79,47790805 0,02402893 0,248949428 1476,9 79,47790805 34,037778 0,75 311,77 0,003966733 0,032826632 0,066 0,130 0,505 0,33554817 0,29823933 0,4117 0,2366 70,489159P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 1641 8 149,036134 79,47790805 1,87626622

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 1476,9 8 149,036134 79,47790805 0,248949430.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 20 0,05 1312,8 8 149,036134 79,47790805 0,18941655



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 100 8 99,9943294 118,457519 0,03189592 0,265954287 1110,6 118,457519 43,38093766 0,82 226,91 0,003382424 0,046156999 0,087 0,148 0,505 0,33554817 0,29797573 0,4117 0,2366 70,6263933P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 1234 8 99,9943294 118,457519 1,9841811

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 1110,6 8 99,9943294 118,457519 0,265954290.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 10 0,05 987,2 8 99,9943294 118,457519 0,20286193



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 100 8 95,090149 124,5668485 0,03305512 0,268003335 1071 124,5668485 44,69034081 0,83 217,46 0,003300808 0,047961136 0,089 0,150 0,505 0,33554817 0,29818916 0,4117 0,2366 70,5152855P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 1190 8 95,090149 124,5668485 1,64629172

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 1071 8 95,090149 124,5668485 0,268003330.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 9 0,05 952 8 95,090149 124,5668485 0,20455139



DR 50% 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 100 8 90,1859685 131,3406108 0,03432139 0,270714143 1031,4 131,3406108 46,16629305 0,84 208,85 0,003239561 0,050237653 0,093 0,153 0,505 0,33554817 0,29817492 0,4117 0,2366 70,5227026P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 1146 8 90,1859685 131,3406108 2,79898427

0.9 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 1031,4 8 90,1859685 131,3406108 0,270714140.95 P.max 17,7 0 33 20000 0,3 7692,30769 8 0,05 916,8 8 90,1859685 131,3406108 0,20655442

Caso 7

Estudio de las "Inyecciones de compactación" m

ediante la teória de expansión de cavidades con la influencia del nivel freático (2m) y para una D

r de partida del 40%.

Hoja de cálculo 1.

20 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

40%16 ,5

031

150000,3

5769,2307720

0,05100

298,4960841

97,481894560,03246223

0,23962135882,9

97,4818945633,33243173

0,771165945180,15

0,0027287870,033547663

0,0700,120

0,5050,33554817

0,299108570,4117

0,236670,0358797

P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,2307720

0,05981

298,4960841

97,481894561,19125938

0.9 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,2307720

0,05882,9

298,4960841

97,481894560,23962135

0.95 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,2307720

0,05784,8

298,4960841

97,481894560,18291092

10 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

40%16 ,5

031

150000,3

5769,2307710

0,05100

255,8144476

172,02687280,04934049

0,264148532582,3

172,026872846,58781659

0,86116,96

0,0022787460,05193092

0,0980,146

0,5050,33554817

0,298653570,4117

0,236670,2732877

P.m

ax16,5

031

150000,3

5769,2307710

0,05647

255,8144476

172,02687282,39455737

0.9 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,2307710

0,05582,3

255,8144476

172,02687280,26414853

0.95 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,2307710

0,05517,6

255,8144476

172,02687280,20192989

9 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

40%16 ,5

031

150000,3

5769,230779

0,05100

251,546284

186,27113610,05232394

0,267577918549

186,271136148,76100091

0,88108,77

0,0021821350,05486338

0,1030,150

0,5050,33554817

0,29963410,4117

0,236669,7612893

P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230779

0,05610

251,546284

186,27113611,95510874

0.9 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230779

0,05549

251,546284

186,27113610,26757792

0.95 P.m

ax16,5

031

150000,3

5769,230779

0,05488

251,546284

186,27113610,20466056

8 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

40%16 ,5

031

150000,3

5769,230778

0,05100

247,2781203

203,08728030,05577183

0,27113721514,8

203,087280351,19877042

0,89102,26

0,0021204730,058178692

0,1070,154

0,5050,33554817

0,299216520,4117

0,236669,9795118

P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230778

0,05572

247,2781203

203,08728031,48077117

0.9 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230778

0,05514,8

247,2781203

203,08728030,27113721

0.95 P.m

ax16,5

031

150000,3

5769,230778

0,05457,6

247,2781203

203,08728030,2075821

7 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

40%16 ,5

031

150000,3

5769,230777

0,05100

243,0099567

223,24097990,05980954

0,273343551478,8

223,240979953,7593554

0,994,71

0,0020164190,060776806

0,1110,156

0,5050,33554817

0,299141420,4117

0,236670,0187265

P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230777

0,05532

243,0099567

223,24097990,90521505

0.9 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230777

0,05478,8

243,0099567

223,24097990,27334355

0.95 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230777

0,05425,6

243,0099567

223,24097990,21013614

6 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

40%16,5

031

150000,3

5769,230776

0,05100

238,7417931

247,83532520,06461394

0,277639008442,8

247,835325256,97693283

0,9286,83

0,0019172890,064934673

0,1170,161

0,5050,33554817

0,29969620,4117

0,236669,7288155

P.m

ax16,5

031

150000,3

5769,230776

0,05492

238,7417931

247,83532520,8666168

0.9 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230776

0,05442,8

238,7417931

247,83532520,27763901

0.95 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230776

0,05393,6

238,7417931

247,83532520,21371815

5 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

40%16 ,5

031

150000,3

5769,230775

0,05100

234,4736294

278,51969880,07044353

0,284927444406,8

278,519698861,13505737

0,9381,43

0,0018923330,07189203

0,1260,170

0,5050,33554817

0,298104540,4117

0,236670,5593476

P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230775

0,05452

234,4736294

278,51969881,13926879

0.9 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230775

0,05406,8

234,4736294

278,51969880,28492744

0.95 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230775

0,05361,6

234,4736294

278,51969880,2187443

4 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

40%16 ,5

031

150000,3

5769,230774

0,05100

230,2054658

317,87574310,07769331

0,29218899369

317,875743165,99131463

0,9574,25

0,001813370,079375327

0,1360,179

0,5050,33554817

0,297727330,4117

0,236670,7556257

P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230774

0,05410

230,2054658

317,87574311,4996627

0.9 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230774

0,05369

230,2054658

317,87574310,29218899

0.95 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230774

0,05328

230,2054658

317,87574310,2240867

3 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

40%16 ,5

031

150000,3

5769,230773

0,05100

225,9373021

370,18440970,08700231

0,299939349329,4

370,184409771,89171122

0,9865,84

0,0016947440,087899451

0,1470,188

0,5050,33554817

0,29838140,4117

0,236670,4151519

P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230773

0,05366

225,9373021

370,18440971,67483539

0.9 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230773

0,05329,4

225,9373021

370,18440970,29993935

0.95 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230773

0,05292,8

225,9373021

370,18440970,23006602

2 m de profundidad


.

Caso

Densidad

Cφ

E v

GProf.

Ri

PN

Fq´

IrR

(bulbo)R


IrIrr

Rp

σ pup

∆ VD



n inicaln final

n max

n min

Dr%

kN/m

2kN

/m2

gradoskN

/m2

kN/m

2m

mkN

/m2

mkN

/m2

mm

kN/m

2m

kN/m

2m

m3

m3

m3

DR

40%16 ,5

031

150000,3

5769,230772

0,05100

221,6691385

443,09952070,09948638

0,30933978288

443,099520779,47962146

158,41

0,0015920910,099158815

0,1600,200

0,5050,33554817

0,297285440,4117

0,236670,9852864

P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230772

0,05320

221,6691385

443,09952071,96752064

0.9 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230772

0,05288

221,6691385

443,09952070,30933978

0.95 P.m

ax16 ,5

031

150000,3

5769,230772

0,05256

221,6691385

443,09952070,23731416




DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 100 4 111,628895 86,01343638 0,02960367 0,234862106 967,5 86,01343638 30,94684033 0,75 199,51 0,002856245 0,030464005 0,065 0,116 0,505 0,33554817 0,29884779 0,4117 0,2366 70,1719886P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 1075 4 111,628895 86,01343638 1,29120069

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 967,5 4 111,628895 86,01343638 0,234862110.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 860 4 111,628895 86,01343638 0,17908561



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 100 4 68,9472588 139,2598494 0,04222022 0,254997744 680,4 139,2598494 41,20845401 0,82 138,98 0,002488655 0,044484216 0,087 0,136 0,505 0,33554817 0,29778153 0,4117 0,2366 70,7274363P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 756 4 68,9472588 139,2598494 2,57888727

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 680,4 4 68,9472588 139,2598494 0,254997740.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 604,8 4 68,9472588 139,2598494 0,19474443



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 100 4 64,6790952 148,4495856 0,04425713 0,257406809 648,9 148,4495856 42,73632142 0,83 132,06 0,0024235 0,046478992 0,090 0,139 0,505 0,33554817 0,29785326 0,4117 0,2366 70,6901221P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 721 4 64,6790952 148,4495856 1,55310701

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 648,9 4 64,6790952 148,4495856 0,257406810.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 576,8 4 64,6790952 148,4495856 0,1967646



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 100 4 60,4109316 158,9378716 0,04654241 0,259568781 616,5 158,9378716 44,37426795 0,84 124,85 0,002345665 0,048438697 0,093 0,141 0,505 0,33554817 0,29796595 0,4117 0,2366 70,6314875P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 685 4 60,4109316 158,9378716 1,10333747

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 616,5 4 60,4109316 158,9378716 0,259568780.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 548 4 60,4109316 158,9378716 0,19877264



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 100 4 56,1427679 171,0208677 0,04912743 0,262818985 584,1 171,0208677 46,30309005 0,85 118,39 0,002292727 0,051154658 0,097 0,145 0,505 0,33554817 0,2977168 0,4117 0,2366 70,7610979P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 649 4 56,1427679 171,0208677 1,12988932

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 584,1 4 56,1427679 171,0208677 0,262818990.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 519,2 4 56,1427679 171,0208677 0,20130716



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 100 4 51,8746043 185,0922049 0,0520793 0,267480927 551,7 185,0922049 48,60598814 0,87 110,96 0,002227605 0,054826647 0,102 0,150 0,505 0,33554817 0,29839281 0,4117 0,2366 70,4092055P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 613 4 51,8746043 185,0922049 3,16247074

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 551,7 4 51,8746043 185,0922049 0,267480930.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 490,4 4 51,8746043 185,0922049 0,20451094



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 5 0,05 100 4 47,6064406 201,6866784 0,05548752 0,270919098 517,5 201,6866784 51,00830062 0,88 104,27 0,002160922 0,058060152 0,107 0,154 0,505 0,33554817 0,29801019 0,4117 0,2366 70,6084595P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 5 0,05 575 4 47,6064406 201,6866784 1,56904692

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 5 0,05 517,5 4 47,6064406 201,6866784 0,27091910.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 5 0,05 460 4 47,6064406 201,6866784 0,20737359



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 4 0,05 100 4 43,338277 221,5497604 0,05947439 0,274630098 482,4 221,5497604 53,74584484 0,89 97,51 0,002089094 0,061703253 0,112 0,158 0,505 0,33554817 0,29750556 0,4117 0,2366 70,8709189P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 4 0,05 536 4 43,338277 221,5497604 1,22948287

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 4 0,05 482,4 4 43,338277 221,5497604 0,27463010.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 4 0,05 428,8 4 43,338277 221,5497604 0,21050866




DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 100 6 124,761706 76,95939044 0,02727581 0,230174713 1048,5 76,95939044 28,91221957 0,70645541 228,20 0,003166422 0,027696024 0,060 0,111 0,505 0,33554817 0,29481146 0,4117 0,2366 72,2657781P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 1165 6 124,761706 76,95939044 1,04905989

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 1048,5 6 124,761706 76,95939044 0,230174710.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 932 6 124,761706 76,95939044 0,17553879



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 100 6 82,08007 116,9782735 0,03712883 0,247473347 773,1 116,9782735 37,18024235 0,8 156,79 0,002590111 0,038834653 0,078 0,128 0,505 0,33554817 0,29896331 0,4117 0,2366 70,1117063P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 859 6 82,08007 116,9782735 1,68463426

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 773,1 6 82,08007 116,9782735 0,247473350.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 687,2 6 82,08007 116,9782735 0,18891564



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 100 6 77,8119064 123,3948032 0,03861904 0,249670953 743,4 123,3948032 38,36571749 0,81 150,04 0,002535163 0,040433476 0,081 0,131 0,505 0,33554817 0,29917356 0,4117 0,2366 70,0019458P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 826 6 77,8119064 123,3948032 1,66048482

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 743,4 6 77,8119064 123,3948032 0,249670950.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 660,8 6 77,8119064 123,3948032 0,19065054



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 100 6 73,5437428 130,5561088 0,04025862 0,251515007 712,8 130,5561088 39,60245074 0,82 142,91 0,002464646 0,041933454 0,083 0,132 0,505 0,33554817 0,29945413 0,4117 0,2366 69,8553719P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 792 6 73,5437428 130,5561088 1,20440505

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 712,8 6 73,5437428 130,5561088 0,251515010.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 633,6 6 73,5437428 130,5561088 0,19230407



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 100 6 69,2755791 138,5998501 0,04207261 0,254084047 682,2 138,5998501 41,01719837 0,83 136,41 0,002414479 0,043877757 0,086 0,135 0,505 0,33554817 0,29949752 0,4117 0,2366 69,8326924P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 758 6 69,2755791 138,5998501 1,23637744

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 682,2 6 69,2755791 138,5998501 0,254084050.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 7 0,05 606,4 6 69,2755791 138,5998501 0,19430689



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 100 6 65,0074155 147,6998402 0,0440922 0,257549087 651,6 147,6998402 42,65050975 0,84 130,57 0,002386347 0,046414983 0,090 0,139 0,505 0,33554817 0,29925368 0,4117 0,2366 69,9601003P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 724 6 65,0074155 147,6998402 2,94107996

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 651,6 6 65,0074155 147,6998402 0,257549090.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 6 0,05 579,2 6 65,0074155 147,6998402 0,19673441




DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 100 8 137,894518 69,62992469 0,02533832 0,227117182 1128,6 69,62992469 27,27238937 0,683635155 252,22 0,00338668 0,025713517 0,057 0,108 0,505 0,33554817 0,29325028 0,4117 0,2366 73,0692076P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 1254 8 137,894518 69,62992469 1,84155915

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 1128,6 8 137,894518 69,62992469 0,227117180.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 20 0,05 1003,2 8 137,894518 69,62992469 0,1728303



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 100 8 95,2128813 100,8433392 0,03328306 0,24097247 861,3 100,8433392 34,01082763 0,780740117 174,15 0,002670576 0,034441038 0,071 0,122 0,505 0,33554817 0,29969978 0,4117 0,2366 69,7269429P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 957 8 95,2128813 100,8433392 1,19397821

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 861,3 8 95,2128813 100,8433392 0,240972470.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 10 0,05 765,6 8 95,2128813 100,8433392 0,18397826



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 100 8 90,9447176 105,5760591 0,03442673 0,243298989 833,4 105,5760591 34,99532557 0,78 170,94 0,002703987 0,035903621 0,074 0,124 0,505 0,33554817 0,29842932 0,4117 0,2366 70,3901808P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 926 8 90,9447176 105,5760591 1,71280395

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 833,4 8 90,9447176 105,5760591 0,243298990.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 9 0,05 740,8 8 90,9447176 105,5760591 0,18562264



DR 40% 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 100 8 86,676554 110,7748802 0,03566773 0,245257895 804,6 110,7748802 36,00559534 0,79 163,98 0,002646394 0,037257841 0,076 0,126 0,505 0,33554817 0,29876969 0,4117 0,2366 70,2127277P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 894 8 86,676554 110,7748802 1,72485877

0.9 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 804,6 8 86,676554 110,7748802 0,245257890.95 P.max 16,5 0 31 15000 0,3 5769,23077 8 0,05 715,2 8 86,676554 110,7748802 0,18716362

Mejora de terrenos potencialmente licuables con inyeccciones de ...

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